Text
Д. М. ХЗМАЛЯН, я. А. КАГАН
ТЕОРИЯ
ГОРЕНИЯ
И ТОПОЧНЫЕ
УСТРОЙСТВА
Под ред. доктора техн, наук,
проф. Д. М. ХЗМАЛЯНА
Допущено Министерством высшего и среднего
специального образования СССР в качестве
учебного пособия для студентов теплоэнер-
гетических специальностей высшиж
учебных заведений
«ЭНЕРГИЯ» МОСКВА 1976
6И2.22
X 41
УДК [662.61+621.181.7]/(075.8)-•'
Хзмалян Д. М. и Каган Я. А.
X 41 Теория горения и топочные устройства. Под ред.
Д. М. Хзмаляна. Учеб, пособие для студентов высш,
учеб, заведений. М., «Энергия», 1076.
488 с. с ил.
В книге изложены основные положения современной теории горе-
ния и теории турбулентных струй применительно к топочным процесс
сам, применено математическое моделирование горения пылевидных
топлив в условиях, близких к топочным. Даны сведения по энергети-
ческим топливом и их свойствам; рассмотрены процессы тепловой и
механической подготовки твердых топлив к сжиганию в пылевидном со-
стоянии; дана методика расчета и принципы конструирования основных
типов углеразмольных мельниц; рассмотрены основные принципы кон-
струирования топочных устройств.
Книга является учебным пособием для студентов специальности
«Парогенераторостроение» энергетических вузов и может быть исполь-
зована специалистами, работающими в области конструирования, про-
ектирования и эксплуатации топочных устройств парогенераторов
тепловых электростанций
v 30303-430
Х 051(01)-76 3‘76 6П2.22
© Издательство «Энергия», 1976 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Содержание настоящей книги соответствует курсу «Теория горения
и топочные устройства», читаемому студентам специальности «Пароге-
нераторостроение» энергомашиностр01ительного факультета Московского
ордена Ленина энергетического института.
В книге последовательно освещаются общие вопросы физико-хими-
ческих явлений сложного процесса горения топлив, рассматривается
теория горения различных видов топлив и дается аналитический обзор
различных методов и способов сжигания энергетических топлив.
Вопросы сжигания топлива и организации топочных процессов
рассматриваются с позиций теории горения и турбулентных струй.
Такой подход позволяет разрабатывать более перспективные технологи-
ческие методы камерного сжигания энергетических топлив и более
совершенные топочные устройства с учетом физико-химических свойств
топлив и их минеральных примесей, а также требуемой высокой интен-
сивности сжигания и теплопередачи в топочной камере при высокой
надежности и экономичности работы парогенераторов мощных энерге-
тических блоков тепловых электростанций. Значительное место уделено
подготовке различных топлив к сжиганию в современных топочных
устройствах.
При составлении плана-проспекта книги и при обсуждении авторы
получили значительную помощь от коллектива кафедры парогенерато-
ростроения МЭИ, за что выносят свою благодарность.
Авторы признательны профессору В. В. Померанцеву и доцентам
Б. А. Сперанскому и В. Л. Гудзюку за ценные замечания и советы,
высказанные ими при рецензировании книги.
Авторы выражают искреннюю благодарность редактору И. Я- Дуб-
ровскому-Винокурову за большую помощь, оказанную им при редакти-
ровании книги.
Просьба к читателям все замечания и пожелания по книге направ-
лять в издательство «Энергия», 113114, Москва, Шлюзовая наб., 10.
ВВЕДЕНИЕ
Назначением каждого топливосжигающего устройства является
превращение химической энергии топлива в тепловую энергию продук-
тов сгорания и использование последней для передачи другим рабочим
телам в парогенераторах с превращением в механическую энергию
в газовых турбинах и для создания тяги в реактивных двигателях и т. д.
В парогенераторах топливосжигающее устройство — камерная топка
одновременно является теплообменным устройством, в котором до 50%
всего выделяющегося тепла передается рабочему телу — пару и воде.
Основой процесса горения топлива в камерной топке являются
химические реакции его горючих элементов с кислородом, причем эти
реакции протекают в потоке и в сложных условиях в сочетании с рядом
физических процессов, накладывающихся на основной химический
процесс. Такими процессами являются: движение подаваемых в топоч-
ную камеру 'составляющих горючую смесь газовых и твердых или жид-
ких диспергированных веществ в системе струй и потоков в ограничен-
ном пространстве топочной камеры с развитием вторичных, в том числе
и вихревых, течений, в совокупности образующих сложную структуру
аэродинамики топки; конвективный перенос, турбулентная и молекуляр-
ная диффузия исходных веществ и продуктов реакции в газовом потоке,
а при сжигании твердых и жидких топлив также перенос газовых реа-
гентов к диспергированным частицам; передача тепла, выделяющегося
в ходе химических реакций, в газовом потоке и от газовой среды к
экранным поверхностям, размещаемым в топочной камере.
Каждый из этих процессов, даже в условиях отсутствия химических
источников тепла, является сложным, а их исследование — еще не
полностью решенной самостоятельной задачей.
Процесс сжигания в топочных устройствах энергетических пароге-
нераторов связан с подготовкой топлива и окислителя к сжиганию
и сопровождается сопутствующими явлениями. Например, при сжига-
нии твердых топлив последние подвергаются сушке и размолу,
а воздух, применяемый как окислитель — высокому нагреву. Сопутст-
вующими процессами, в частности, являются шлакование топочной
камеры и образование на конвективных поверхностях нагрева связан-
ных отложений, а при сжигании мазутов — образование токсичных
окислов и коррозия экранных поверхностей. Образование токсичных
окислов наблюдается также при сжигании природных газов и относи-
тельно сухих каменных углей.
Топочный процесс усложнен по сравнению с собственно процессом
горения и включает также процессы, связанные с поведением мине-
4
ральной части топлива при горении и с протеканием явлений, сопут-
ствующих горению.
Процесс горения является нестационарным по интенсивности, ки-
нетике и динамике протекания химических и физических процессов и
в топочной камере ограничен весьма кратким временем пребывания в
ней горючей смеси. В камере сгорания процессы протекают в условиях
непрерывного изменения полей температур, концентраций, скоростей и
химического состояния реагирующих веществ. В этих условиях процесс
математически может быть описан сложной системой нелинейных
дифференциальных уравнений. Аналитическое решение этих уравнений
с учетом всей сложной совокупности явлений процесса горения в усло-
виях, близких к топочным, не представлялось возможным. Вынужден-
но принимаемые упрощения вносили существенные искажения в полу-
чаемые результаты, которые зачастую расходились с практикой топли-
восжигания.
Одной из основных задач теории горения является изучение роли
физических процессов (массо- и теплообмена, характера движения
газов, аэродинамики, теплового и воздушного режимов топки) в про-
текании химических реакций горения для того, чтобы физические
процессы организовать таким образом, чтобы они наиболее благо-
приятствовали протеканию реакций горения и топочного процесса
в целом.
Поэтому наряду с изучением природы и свойств топлива, а также
кинетики химических реакций горения при исследовании топочных
процессов следует обращать особое внимание также на физику горения
и учитывать условия протекания сопутствующих явлений.
За последние 30—40 лет теория горения получила широкое развитие
как в части изучения отдельных стадий, так и общих вопросов сложного
физико-химического процесса горения и превратилась в самостоятель-
ную науку. В теорию горения и топочных процессов значительный вклад
внесен работами академиков Н. Н. Семенова, Я. Б. Зельдовича, член-
корр. АН СССР А. С. Предводи тел ев а, Л. Н. Хитрина, проф.
Д. А. Франк-Каменецкого, Г. Ф. Кнорре, Б. В. Конторовича, В. В. Поме-
ранцева, Л. А. Вулиса и др.
Однако развивающаяся теория горения из-за своей сложности, в
значительной мере связанной с затруднениями в получении аналитиче-
ских решений, а также недостаточной разработки применительно к
топочным устройствам, мало применялась в практических задачах
сжигания топлив, расчета и проектирования топочных устройств.
В разработке новых топочных устройств преобладали опытный подход
и интуитивные решения. Обычно рассчитывались воздушный и тепловой
баланс и основные габаритные размеры топки на основе опытных дан-
ных по допустимому тепловому напряжению объема и сечения топочных
камер. Достаточно обстоятельно была разработана методика теплового
расчета топки.
Ограниченное количество учебной литературы по теории горения и
ее недостаточная связь с практикой сжигания топлив затрудняли изуче-
ние этого курса.
Выпуск данной книги является попыткой внести вклад в решение
этого вопроса. В настоящее время для этого имеются благоприятные
условия — развитие вычислительной техники позволяет широко приме-
нить математическое моделирование при решении сложных задач
процессов горения с более полным учетом в математическом описании
процессов реальных топочных условий.
5
В .предлагаемой вниманию читателей книге процесс сжигания в
топочных устройствах рассматривается в совокупности и взаимном со-
четании процесса химического реагирования в пламени с аэродинами-
кой, воздушным и тепловым режимом топки. Вместе с этим ставится
задача отыскания таких методов организации топочного процесса, при
которых названные физические процессы наиболее благоприятствовали
химическому реагированию топлива, интенсификации теплопередачи и
устранению процессов шлакования и образования токсичных окислов.
Далее задача переходит в конструктивную разработку горелочных и
топочных устройств, в которых был бы осуществлен рассматриваемый
метод сжигания. При этом большое внимание должно уделяться ра-
циональному конструктивному выполнению, так как неоправданно
сложные конструкции менее надежны и менее экономичны.
В книге обобщаются вопросы теории горения применительно к
топочным процессам и в особенности к технике пылесжигания, основные
положения и опыт разработки рациональных методов сжигания, спосо-
бов конструктивного оформления и режимного их осуществления. На-
мечены направления использования теоретических основ топочных
процессов и результатов накопленного опыта камерного сжигания в
разработке и рационализации топочных устройств парогенераторов
в связи с переходом к более мощным блокам и освоением новых место-
рождений энергетических топлив.
В книге материал распределен следующим образом. В гл. 1—3 изло-
жены основные свойства и характеристики энергетических топлив, тер-
мохимия реакций горения, материальный и тепловой баланс процесса
горения. Прежде чем приступить к изучению процессов горения различ-
ных видов топлив (газовых, твердых и жидких), представлялось целе-
сообразным кратко рассмотреть наиболее общие стадии и стороны
сложного физико-химического процесса горения, какими являются:
равновесие и кинетика химических реакций горения, самовоспламенение;
турбулентный массо- и теплообмен в потоке, распространение турбулен-
тных струй и системы струй. Рассмотрению этих вопросов посвящены
гл. 4—7. В гл. 8—10 рассматривается теория горения газообразных и
жидких топлив, а в гл. 11 —практика сжигания этих топлив, газомазут-
ные топочные и горелочные устройства.
Глава 15 является подготовительной для изучения сложных процес-
сов горения частицы твердого топлива и угольной пыли в факеле. В ней
изложены основные особенности реакций взаимодействия углерода с
газами, особенности горения углеродных частиц с рассмотрением от-
дельных стадий горения (выход и горение летучих, внутреннее реагиро-
вание, взаимосвязь и влияние диффузионных и кинетических процессов,
вторичные реакции), а также общая теория гетерогенного процесса.'
Этот материал использован в гл. 16, в которой дана теория горения пыле-
видных топлив с последовательным рассмотрением горения частицы,
монофракционной и полифракционной пыли.
Далее, в гл. 17—21 рассматриваются методы сжигания и топочные
и горелочные устройства для пылевидных топлив с твердым и жидким
шлакоудалением. Эти главы написаны Д. М. Хзмаляном.
В книге значительное внимание уделено процессам механической
и тепловой подготовки твердых топлив к сжиганию: схемам и устройст-
вам сушильно-мельничных систем, процессу пылеприготовления и эле-
ментам системы пылеприготовления; приводится методика расчета мель-
ничных устройств. Главы 12—14, посвященные этим вопросам, написаны
Я. А. Каганом.
6
I. ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ТОПЛИВО.
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПАРОГЕНЕРАТОРА
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ТОПЛИВО И ТЕРМОХИМИЯ
РЕАКЦИЙ ГОРЕНИЯ
1-1. ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ТОПЛИВО И ЕГО КЛАССИФИКАЦИЯ
Энергетическим топливом называются горючие вещества,
которые экономически целесообразно использовать для получения в
промышленных целях больших количеств тепла. Основными его видами
являются органические топлива: торф, горючие сланцы, угли, природный
газ, продукты переработки нефти.
По способу получения различают природные и искусственные топли-
ва. К природным относятся натуральные топлива: уголь, сланцы, торф,
нефть, природные газы. Из твердых топлив к искусственным относятся
кокс, брикеты угля, древесный уголь; из жидких — мазут, бензин, керо-
син, соляровое 'масло, дизельное топливо, из газовых — газы доменный,
генераторный, коксцвый, подземной газификации.
Торф, бурые угли, каменные угли и антрациты образовались в процессе последо-
вательной углефикации отмершей растительной массы.
По исходной материнской органической массе и условиям, при которых происхо-
дили процессы углеобразования, различают два крайних типа углей: гумусового и сап-
ропелевого происхождения.
Первым типом исходного углеобразующего вещества является ежегодно отмираю-
щая многоклеточная наземная растительность, скапливающаяся в заболоченных местах.
Под слоем воды, препятствующей свободному доступу воздуха, эта масса подвергалась
преобразованиям: в ней происходило разложение органической массы и последующее
превращение продуктов ее распада, а также синтез с образованием новых веществ.
В процессе этих преобразований содержание углерода повышалось, а кислорода, водо-
оода и азота — уменьшалось.
Эти процессы протекали в различных условиях (температура, давление, среда),
а следовательно, и с различной интенсивностью. Поэтому степень углефикации топлив,
под которой понимают освобождение от наиболее непрочных содержащих кислород
компонентов и обогащение углеродом, различна. Степень углефикации, т. е. химического
старения, твердого топлива не всегда соответствует его геологическому возрасту, под
которым понимается период времени процесса углеобразования.
Начальные стадии биохимических процессов, процессов разложения и окисления
называются оторфянением. Эти процессы протекают в основном за счет наличия кис-
лорода, входящего в состав клетчатки (целлюлозы), содержание которой в древесине
доходит до 70%, и межклеточного вещества — лигнина. Наиболее легко разлагается
клетчатка. Продукты ее разложения в значительной мере рассеиваются в виде выде-
лившихся газов, или, растворяясь, уносятся почвенными водами. Из компонентов
органического вещества многоклеточных растений лигнин наиболее стойкий к биохи-
мическим реакциям, но весьма нестоек к окислительным процессам. В древесине лигнин
содержится в количестве от 20 до 30%.
В процессе оторфянения лигнин переходит в лигнинные кислоты. При этом пони-
жается содержание кислорода и повышается содержание углерода, образуется темно-
бурая масса. В этой массе, называемой торфом, содержатся также остатки неразло-
жившихся частей растений — листьев, стеблей.
Торф, получаемый из верхних слоев залежей, слаборазложившийся, волокнистого
строения с малой объемной массой. Наиболее высокая степень разложения достигается
в торфяных залежах, образовавшихся в низинных болотах.
В процессе дальнейших преобразований из торфяной массы образовывались б у-
р ы е угли. При этом лигнинные кислоты в буроугольной стадии превращаются в гу-
7
мусовые кислоты '(гумус — перегной). Из бурых углей далее образуются каменные
угли и антрациты. Лигнин является главным углеобразователем углей гумусового
типа. По типу соединений он принадлежит к углеводородам. Сравнительно малым со-
держанием водорода в лигнине объясняется умеренное содержание последнего в гуму-
совых углях.
Второй тип исходного вещества образуется в заливах, озерах, лиманах, в за-
стойных водоемах мелководных морей. Отмирающие микроскопические растительные
и животные организмы, оседая на дно, образуют ил, состоящий преимущественно из
органических веществ. Растительная часть исходного вещества состоит в основном из
примитивных одноклеточных водорослей. Из-за отсутствия межклеточного вещества
основным углеобразователем является жировое вещество, содержащееся в клетке, что
ведет к значительному повышению содержания водорода в углях сапропелевого про-
исхождения. Лигнина в нем обычно мало. Под водой при слабом доступе воздуха
в условиях длительного воздействия микроорганизмов в этой органической массе про-
текали процессы углефикации. Первичное образование — гниющий ил (сапропел) пред-
ставляет собой торфяную стадию сапропелитов. Дальнейшая углефикация приводит
к образованию сапропелевых углей. Буроугольная стадия этих углей носит название
богхедов.
Встречаются также угли смешанного происхождения с преобладанием гумусового
или сапропелевого материала. К твердым топливам этого класса относятся также г о-
рючне сланцы, представляющие собой твердые минеральные породы (глинистая
или мергелевая масса), пропитанные нефтеподобными органическими веществами сап-
ропелевого происхождения.
Естественное жидкое топливо — сырая нефть — является смесью
органических соединений, главным образом различных углеводородов, и включает
в себя некоторое количество жидких .кислородных, сернистых и азотистых соединений,
растворенный парафин и смолы.
Наиболее достоверной теорией происхождения нефти считается теория органиче-
ского происхождения, согласно которой нефть произошла из сравнительно устойчивых
к химическим и биохимическим реакциям органических соединений, главным образом
из белков, которые образовались как продукты разложения растительных и животных
организмов, оседавших на морское дно и подвергавшихся действию различных биохи-
мических и геологических процессов.
Нефть в основном перерабатывается с извлечением более легких фракций: бензина,
лигроина, керосина, газойля. Общий выход светлых нефтепродуктов в зависимости от
качества исходной нефти составляет 40—60%. Остающийся после переработки тяжелый
остаток — мазут — используется как энергетическое топливо.
Минеральные примеси в мазуте в основном представляют собой водорастворимые
соли, которые входят в состав исходной нефти и попадают в нее с буровой водой. При
переработке нефти содержащиеся в ней минеральные примеси концентрируются в более
тяжелых фракциях. Состав примесей в мазуте различен и зависит от качества исходной
нефти и метода ее переработки.
Газовое топливо — природный и искусственный газ — является физи-
ческой смесью горючих и негорючих газов, содержащей некоторое количество примесей
в виде водяных паров, а в некоторых случаях пыли и смолы.
Природные газы образовались одновременно с нефтью. Значительная часть более
тяжелых составляющих их растворена в нефти, а часть, состоящая в основном из более
легких компонентов, скапливается над уровнем нефти. Благодаря большой проникаю-
щей способности природные газы перемещаются в пористых горных породах на боль-
шие расстояния от места своего образования и, накапливаясь, образуют чисто газовые
месторождения.
Основная выработка электрической и тепловой энергии в СССР
производится на твердом топливе.
Характеристики и состав твердого топлива, в том числе выход лету-
чих, спекаемость кокса, оказывают сильное влияние на процесс горения
угля. С увеличением выхода летучих и содержания в них более реакци-
онноспособных газов воспламенение топлива становится легче, а кокс
благодаря большей пористости получается более реакционноспособным.
По этим свойствам каменных углей проводят их классифика-
цию. Ископаемые угли подразделяются на три основных типа: бурые,
каменные угли и антрацит.
Бурые угли. Согласно данным ВТИ [Л. 1] к бурым углям марки Б
относят угли с неспекающимся коксом и высоким выходом летучих,
обычно более 40%, и с высшей теплотой сгорания рабочей массы без-
8
зольного угля
QP ~Q100^ — <С23,88 МДж/кг (5700 ккал/кг).
Бурые угли характеризуются высокой гигроскопической и в боль-
шинстве случаев высокой общей влажностью, пониженным содержанием
углерода и повышенным содержанием кислорода по сравнению с камен-
ными углями. Вследствие сильной балластированности золой (Лр=115—
25%) и влагой (1Fp=20—35%) низшая теплота сгорания бурых углей
пониженная <2РН= 10,5—15,9 МДж/кг (2500—3800 ккал/кг).
По содержанию влаги бурые угли разделены на три группы: Б1 —
с содержанием влаги 1^р^>40%; Б2—U7p=30—40%; БЗ—U7p<30%'.
Эти угли на воздухе легко теряют влагу и механическую прочность,
превращаясь в мелочь, и склонны к самовозгоранию.
Каменные угли. К каменным углям относят угли с высшей теплотой
сгорания рабочей массы беззольного угля
qp—122_ > 23,88 МДж/кг
^в100_Лв /
и с выходом летучих более 9%'. Основная масса их спекается. Часть их
с выходом летучих больше 42—45% (длиннопламенные) и менее 17%
(тощие) не спекается.
Каменные угли обладают относительно меньшим балластом:
Др=5—15%, И7р=5—10%; ,и более высокой теплотой сгорания QpH=
= 28—27,23 МДж/кг (5500—6500 ккал/кг).
В СССР для каменных углей ГОСТ принята классификация, в осно-
ву которой положены значения выхода летучих и характеристика коксо-
вого остатка (табл. 1-1).
Характеристики каменных углей
Маруа углей Обозначение Выход летучих ве- ществ на горючую массу, % Характеристика нелетучего осгатка
Длиннопламенный д 36 и более От порошкообразного до сла- бое пекшегося
Г азовый г 35 и более Спекшийся
Газовый жирный гж Более 31 (до 37) То же
Жирный ж 24—37 ff
Коксовый жирный кж 25—33 1
Коксовый к 17—33
Отощенный спекающийся ос 14—27
Тощий т 9—17 От порошкообразного до сла- боспекшегося
Слабоспекающийся сс 17—37 От порошкообразного до'сла- боспекшегося
Угли с высокой степенью углефикации (Сг=90—93%), с малым
выходом летучих (Уг=2—9%) и с теплотой сгорания (?б<34,7 МДж/кг
(8300 ккал/кг), несколько меньшей, чем у тощих углей, относят к антра-
цитам. Угли, промежуточные между каменными и антрацитами, относят
к полуантрацитам, выход летучих Vr=5—10%, а теплота сгорания не-
сколько больше, чем у антрацитов.
Как видно из табл. 1-1, с увеличением степени углефикации топлива
выход летучих уменьшается. Это происходит в основном из-за уменьше-
ния содержания кислорода, что обусловливает увеличение теплоты сго-
рания на горючую массу.
9
Угли спекающихся марок К, а также в значительной части марок
КЖ и ОС, Г и ГЖ используются для коксохимической переработки.
Энергетическими являются топлива марок АШ, Т и Д, бурые угли, от-
ходы обогащения коксующих углей.
Каменные и бурые угли классифицируют также по размерам кусков
согласно табл. 1-2.
Таблица 1-2
Классификация углей по размеру кусков
Наименование Обозначение Размер кусков, мм Наименование Обозначение Размер кусков, мм
Плита п Более 100 Семячко С 6—13
Крупный к 50—100 Штыб ш Менее 6
Орех О 25—50 Рядовой р Не ограничен
Мелкий м 13—25
СССР располагает запасами практически всех видов органического
топлива: угля, нефти, природного газа, торфа и сланцев. Каменные угли
добываются в Донецком, Кузнецком ^(Западная Сибирь), Карагандин-
ском '(Казахская ССР) и 'Печорском бассейнах, в Экибастузском (Ка-
захстан), Кизеловском (Урал) и ряде месторождений на Дальнем Во-
стоке, в Сибири, Забайкалье и Закавказье. Большие месторождения
антрацитов находятся в Донецком бассейне и на Урале.
Основные эксплуатируемые месторождения бурых углей в СССР
располагаются в районах Подмосковья, Челябинска и Богословска на
Урале, Караганды и Чимкента (Казахстан), Восточной Сибири, в Чи-
тинской области, на Дальнем Востоке, в Средней Азии. Запасы бурых
углей имеются в Канско-Ачинском бассейне (Центральная Сибирь),
которые благодаря условиям открытой добычи и сравнительно высокой
калорийности являются одним из наиболее дешевых топлив.
Торф является химически и геологически наиболее молодым иско-
паемым твердым топливом и обладает высоким выходом летучих
(Кг=7О°/о), высокой влажностью (IFp=40—50%), умеренной зольно-
стью (Ас = 5—10%), низкой теплотой сгорания Qpn=8,38—10,47 МДж/кг
(2000—2500 ккал/кг). Как наиболее дешевый по добыче широко при-
меняется фрезерный торф. Большие запасы торфа имеются в Ленин-
градской, Калининской, Ивановской, Горьковской и Кировской областях,
в Белорусской ССР, на Урале, в Сибири и на Дальнем Востоке.
Сланцы. В Эстонской ССР большое значение имеют горючие слан-
цы, добываемые открытым способом. Месторождения горючих сланцев
находятся также в Куйбышевской, Саратовской, Ульяновской и Ленин-
градской областях. Зольность сланцев очень большая и доходит до
Др=50—60%, влажность также повышенная №р=15—20%. Вследствие
большого балласта их теплота сгорания низкая QpH=5,87—10 МДж/кг
(1400—2400 ккал/кг) при высокой теплоте сгорания горючей массы
QrH=27,2—33,5 МДж/кг (6500—8000 ккал/кг). Высокое содержание
водорода в горючей массе Нг=7,5—9,5% обусловливает большой выход
летучих у сланцев, достигающий 80—90%, и их легкую воспламеня-
емость.
Топливо с высокой зольностью и влажностью вследствие большого
содержания внешнего балласта целесообразно использовать вблизи
места его добычи для уменьшения непроизводительных транспортных
расходов на перевозку большой массы золы и влаги. В этом смысле
10
такие топлива принято называть местными. К ним, в частности, отно-
сятся некоторые бурые угли, как, например, подмосковные, башкирские,
украинские, торф и сланцы.
Мазут. Из жидких топлив в энергетике используется мазут трех
марок — 40, 100 и 200. Марка определяется предельной вязкостью, со-
ставляющей при 80°С для мазута 40 — 8,0; для мазута 100—15,6; для
мазута 200 — 6,5—9,5 град. усл. вязкости (°УВ) при 100°С.
В мазуте содержится углерода 84—86% и водорода—11 —12%,
содержание влаги не превышает 3—4%, а золы — 0,5%. Мазут имеет
высокую теплоту сгорания QpH=39,38—40,2 МДж/кг (9400—
9600 ккал/кг).
По содержанию серы различают малосернистый мазут Sp^0,5%,
сернистый — 5р до 2% и высокосернистый Зр до 3,5%; по вязкости —
маловязкий и высоковязкий, содержащий смолистые вещества и пара-
фин. Наиболее вязкие сорта мазута имеют температуру застывания
25—35°С. В связи с этим при сжигании применяется предварительный
нагрев вязких мазутов до температуры 80—120°.
При сжигании наибольшие трудности вызывают содержащиеся в
мазуте окислы щелочных металлов и ванадия, снижающие температуру
размягчения золы, так как размягченная зола мазута, оседая на поверх-
ности нагрева, образует плотные отложения. Окислы ванадия способст-
вуют коррозии поверхностей нагрева, находящихся в условиях высоких
температур. Наиболее высококачественной, малосернистой является
нефть, добываемая в Бакинском, Грозненском и Эмбинском районах.
Минеральные примеси нефти Кавказа практически не содержат ванадия.
Мощные месторождения находятся в районах Сызрани, Бугурусла-
на и Ишим/баева, но они дают нефть с большим содержанием серы и
парафина. В последние годы открыты и функционируют нефтегазонос-
ные источники в Западной Сибири.
Природный газ. Большое значение в топливном балансе СССР
имеют природные газы, представляющие собой смесь углеводородов,
сероводорода и инертных газов: азота и углекислоты. Основной горючей
составляющей природных газов является метан (от 80 до 98%), что
обусловливает их высокую теплоту сгорания. В них инертных газов
содержится немного: 0,1—0,3%СОз и 1 —14% Ж
Теплота сгорания сухого природного газа Qcn=33,52—35,61 МДж/м3
(8000—8500 ккал/м3).
Природный газ в первую очередь расходуют на коммунальные
нужды. Поэтому тепловые электростанции несут роль буфера, сглажива-
ющего небаланс между поступлением газа и его расходованием на ком-
мунальные нужды. Этот небаланс особенно увеличивается в зимнее
время. В летнее время ряд электростанций работает на природном
газе, а зимой на резервном топливе — угольной пыли или мазуте.
Как основное (единственное) топливо газ используется только на
электростанциях, расположенных в непосредственной близости от газо-
вого месторождения.
Природный газ является дешевым и высококачественным топливом,
поэтому транспортируется по трубопроводам на большие расстояния.
Эффективно эксплуатируются месторождения природного газа: Став-
ропольское (Северный Кавказ), Дашавское (Западная Украина), Ше-
белинское (район Харькова), Саратовское, Ухтинское (Северный
Урал) и др.
И
1-2. СОСТАВ ТОПЛИВА
Твердые и жидкие топлива представляют собой сложные соедине-
ния горючих элементов, молекулярное строение которых еще недоста-
точно изучено, и включают в себя минеральные примеси и влагу. Эле-
ментарный химический анализ этих топлив не раскрывает химической
природы входящих в них соединений и поэтому не может дать достаточ-
но полного представления об их свойствах, но позволяет рассчитать
тепловой и материальный баланс горения топлива. Соответственно сте-
пени углефикации содержание углерода в органической массе топлив
увеличивается, а кислорода и азота уменьшается, что способствует
повышению энергетической ценности топлива (табл. 1-3).
Химический состав газообразных топлив, представляющих собой
простые смеси, определяют полным газовым анализом и выражают
в процентах от их объема.
Теплота сгорания и плотность сухой массы газов, входящих в со-
став газообразного топлива, приведены в табл. 1-4.
Таблица 1-3
Срэдний состав органической массы твердого и жидкого топлива, %
Топливо Состав органической массы, % Высшая теплота сгорания органической массы
С° но о° | № МДж/кг | ккал/кг
Древесина Гумусовые образова- 50 6 43 1 18,86—20,1 4500—4800
ния:
торф 53—60 6—5,5 39—33 2 21,4—24,7 5100—5900
бурые угли 62—79 6—4 27—17 1,5 26,4—30,2 6300—7200
каменные моло- 75—83 6—5 9—7 1,7 31,4—34,8 7500—8300
дые угли каменные жирные 83—90 5—4 7—5 1,7 34,36—36,45 8200—8700
угли антрациты 93—97 3—1 3—1 0,8 33,73—35 8050—8350
Сапропелиты:
богхелы 74—77 11—10 14—12 0,3 36—36,87 8600—8800
горючие сланцы 60—75 10—8 10—8 0,3—1,2 29,3—37,7 7000—9000
нефть 85—87 13—11 2—0,5 0,05—0,2 44—46,1 10 500—11 000
В табзице через С, Н, О и N обозначены назвалия составляющих органической массы топлива: углеро-
да, водорода, кислорода и азота, индексом «О» —органическая масса.
Таблица 1-4
Характеристика газов, входящих в состав газообразного топлива
Наименование Обо- значе- ние Плот- ность, кг/м* Теплота сгорания Наименование Обо- значе- ние Плот- ность, кг/м» Теплота сгорания
МДж/м* ккал/м* МДж/мз ккал/м*
Водород н2 0,090 10,8 2579 Метан СГк 0,716 35,85 8555
Азот элемен- тарный n2 1,251 — — Этан Пропан С>Нб С3на 1,342 1,967 63,8 91,3 15 226 21 795
Азот воздуха (с примесью ар- гона) n2 1,257 — Бутан Пентан Этилен C^Hio CSH12 с2н4 2,593 3,218 1,251 118,74 146,2 59,1 28 338 34 890 14 107
Кислород О2 1,428 — — ' Пропилен СзН, 1,877 86,07 20 541
Окись углерода СО 1,250 12,65 3018 Бутилен С4Н8 2,503 113,6 27 111
Углекислота Сернистый газ Сероводород со2 SO2 H2S 1,964 2,858 1,520 23,4 5585 Бензол С.Н. 3,485 141,5 33 528
12
Топливо в том виде, в каком оно поступает к потребителю, назы-
вается рабочим, а вещество, составляющее его, — рабочей массой. В эле-
ментарный химический состав его, выражаемый следующим образом:
CP4-Hp+op4--Np+sopp+K4-Ap4-iFp=ioo°/o, (Ы)
входят горючие вещества: углерод С, водород Н, сера (S, а также кисло-
род О и азот N, находящиеся в сложных высокомолекулярных соеди-
нения^. Топливо содержит негорючие минеральные примеси, превра-
щающиеся при сжигании топлива в золу А и влагу W.
Минеральные примеси и влажность одного и того же сорта топлива
в разных районах его месторождения и различных местах могут быть
разными, а также могут изменяться при транспортировке и хранении.
Более постоянным является состав горючей массы топлива. Имея в ви-
ду это обстоятельство, для сравнительной теплотехнической оценки раз-
личных сортов топлива ввели условные понятия сухой, горючей и
органической массы, составляющие которых, выраженные в про-
центах, обозначаются теми же символами, что и рабочая масса, но
соответственно с индексами «с», «г» и «о» вместо индекса рабочей мас-
сы «р».
Твердое топливо с установившейся в естественных условиях влаж-
ностью называется воз душно-сухим. Проба такого топлива, посту-
пающего для лабораторного анализа, носит название аналитической
пробы топлива. Ее элементарный химический состав записывается
Ca4-Ha + Oa4-Na + Soap+K4-Aa + ^a= 100%. (1-2)
Сухой называется обезвоженная масса рабочего топлива
сс + Нс + Ос + Nc + S'P+K + Ас = 100 %. (1-3)
Безводная и беззольная масса топлива называется горючей:
Сг + Нг + Ог + Nr + s;p+K = 100 о/о. (1-4)
Исключение из горючей массы колчеданной серы приводит к орга-
нической массе топлива
C° + Ho + Oo4-N°4-S°p== 100 %. (1-5)
Пересчет состава топлива с одной массы на другую, более обога-
щенную горючими, производится определением количества отдельных
элементов заданной массы в процентах от количества содержащейся
в ней массы, на которую делается пересчет.
Так, для пересчета с рабочей на сухую массу следует определить
количество отдельных элементов рабочей массы, например углерода
/ Ср \
(Удо, кг/кг J , в процентах от количества содержащейся в ней сухой
/100—Fp , \
массы (—род—, кг/кг ). Следовательно, для пересчета содержания угле-
рода с известной рабочей массы топлива на сухую массу Сс, %, можно
записать:
Сс =----Ср/1—----100 = ——— Ср. (1 -6)
(100 —Гр)/Ю0 100—деф 4 ’
ГТ 100
Пользуясь пересчетным коэффициентом ———, можно определить
13
величину и других составляющих элементов сухой массы по величине
соответствующего элемента в рабочей массе.
Состав горючей массы при известном составе рабочей определяется
по количеству отдельных элементов рабочей массы, например, водо-
рода Нр/100 кг/кг, в процентах от количества содержащейся в ней го-
Г юо — цр 4-гр) , 1 т р
рючеи массы -----, кг/кг » т- е.
Нг =------1^5------100=. (1-7)
100—(Лр+Гр)100 100 —G4p4-№p)
Пересчетный коэффициент с рабочей на органическую массу равняет-
юо .
ся-----------------, а с рабочей на массу аналитической пробы —
100 — (Sp 4-4р4-Гр)
100 — га
100 — wp'
Таблица 1-5
Коэффициенты пересчета состава твердого топлива
с одной массы на другую
Заданная масса топлива Искомая масса топлива
рабочая сухая | горючая
Рабочая 1 100 100
100—wp 100—Wp—Ар
Сухая 100—гр 1 100
100 100—4е
Г орючая 100—№р—Ар 100—лс 1
100 100
При пересчетах на массу, менее богатую горючими, можно пользо-
ваться обратными величинами тех же пересчетных коэффициентов. Ко-
эффициенты для пересчета состава топлива с одной массы на другую
сведены в табл. 1-5.
Основной горючей составляющей топлива является углерод, го-
рение которого обусловливает выделение основного количества тепла.
Теплота сгорания аморфного углерода 34,4 МДж/кг (8130 ккал/кг).
Водород является вторым по значению элементом горючей мас-
сы топлива, его содержание в горючей массе твердых и жидких топлив
колеблется от 2 до 10%. Много водорода содержится в природном газе,
мазуте и горючих сланцах, меньше всего — в антраците. Теплота сгора-
ния водорода в водяной пар — 10,8 МДж/м3 (2579 ккал/м3).
Кислород и азот в топливе являются органическим балла-
стом, так как их наличие уменьшает содержание горючих элементов
в топливе. Кроме того, кислород, находясь в соединении с водородом
или углеродом топлива, переводит некоторую часть горючих в окислив-
шееся состояние и уменьшает его теплоту сгорания. Содержание кисло-
рода велико в древесине и торфе. Азот при сжигании топлива в атмос-
фере воздуха не окисляется и переходит в продукты сгорания в свобод-
ном виде.
Сера ,S, %, может содержаться в топливе в трех видах: органиче-
ская Sop, колчеданная SK и сульфатная Sc:
S = Sop + SK+Sc. (1-8)
14
Органическая сера входит в состав сложных высокомолекулярных
органических соединений топлива. Колчеданная сера представляет со-
бой ее соединения с металлами, чаще с железом (FeS2— железный
колчедан), и входит в минеральную часть топлива. Органическая и кол-
чеданная сера SOp+K при горении топлива окисляется с выделением теп-
ла. Сульфатная сера входит в минеральную часть топлива в виде суль-
фатов CaSO4 и FeSO4 и поэтому в процессе горения дальнейшему окис-
лению не подвергается. Сульфатные соединения серы при горении пере-
ходят в золу. В горючую массу топлива входят SOp и SK, которые при
сгорании топлива переходят в газообразные соединения SO2, и в не-
большом количестве SO3.
Таблица 1-6
Элементарный химический состав горючей массы различных видов
твердого и жидкого топлива
Топливо Состав горючей массы, %
Сг Нг ог Nr Srop + K
Древесина 51 6 42,6 0,5
Торф 58 6 33 2,5 0,5
Бурый уголь 64—77 4—6 15—25 1 0,5—7,5
Каменный уголь:
длиннопламенный 75—80 5—6 10—16 1,5 0,5—7
тощий 88—90 4—4,5 3—4 1,5 1—3
Антрацит 90—93 2—4 2—4 1 0,5—2
Горючие сланцы 60—75 7—9 10—17 1 5—15
Мазут 86—88 10—10,5 0,5- -0,8 0,5—3
Содержание серы в твердых топливах обычно невелико. В нефти
сера входит в состав неорганических соединений, в природных газах она
практически отсутствует, в попутных газах некоторых нефтяных место-
рождений содержится немного серы в виде сероводорода H2S и серни-
стого газа SO2. Образующийся при горении топлива сернистый газ и
особенно сопутствующий ему в небольшом количестве серный газ SO3
вызывают коррозию металлических частей парогенераторов и отравляют
окружающую местность. Вследствие низкой теплоты сгорания —
9,3 МДж/кг (2220 ккал/кг) присутствие серы уменьшает теплоту сгора-
ния топлива. Поэтому сера является вредной и нежелательной при-
месью топлива.
В табл. 1-6 приведен элементарный химический состав горючей
массы различных видов топлива.
1-3. ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ТОПЛИВА
Для оценки эффективности использования топлив в парогенерато-
рах и условий надежности работы важными теплотехническими харак-
теристиками топлив являются: содержание и состав минеральных при-
месей, влажность, выход летучих, свойства коксового остатка и
величина теплоты сгорания. Определение этих характеристик входит
в технический анализ топлива. Свойства топлива как горючего материа-
ла зависят от его химического состава, который определяется элемен-
тарным химическим анализом.
15
Минеральные примеси топлива
В твердом топливе значительную часть примесей составляют внеш-
ние примеси. Поэтому содержание минеральных примесей даже
в одном и том же виде топлива может сильно колебаться. Основными
минеральными примесями являются: силикаты (кремнезем SiO2, глино-
зем AI2O3, глина), сульфиды (преимущественно FeS2), карбонаты
(СаСОз, MgCO3, FeCO3), сульфаты (CaSO4, MgSO4), закиси и окиси
металлов, фосфаты, хлориды, соли щелочных металлов. Состав мине-
ральных примесей углей некоторые месторождений приведен в табл. 1-7.
Т а б л и ц а’ 1 -7
Состав минеральных примесей углей некоторых месторождений
Месторождение угля Минералогический состав топлива, % Месторождение угля Минералогический состав топлива, %
Глина Свобод- ная SiO3 FeSa Глина Свобод- ная SiOa FeS,
Подмосковное 65—70 1 — 1,5 6—19 Донецкое 41—50 16—21 7—12
Кизеловское 50—64 2,5—6,8 18,5—34 Челябинское 42—51 14—21 2,5—17
Карагандинское 45—70 9—32 Кузнецкое (Араличевское) 50—54 21—26 —
В процессе горения в среде высоких температур в минеральных
примесях топлива происходят физические и химические преобразования.
По мере повышения температуры топлива гипс и силикаты теряют свою
кристаллизационную влагу.
В интервале температур 400—600°С колчедан окисляется
4FeS2 +1102=2Ре2Оз 4-SSO2.
Сернистый ангидрид, образующийся при окислении колчедана и
органической серы, вступает в реакцию с СаСОз и Ог
2SO2+2CaCO3 + O2=2CaSO4+2CO2.
При температуре выше 600°С разлагаются карбонаты по реакции
типа
СаСОз=СаО Ч- СО2
и улетучивается некоторая часть хлоридов и соединений щелочных, ме-
таллов.
При температуре выше 1000°С разлагаются сульфаты
CaSO4 = CaO + SO3.
При этих температурах начинается химическое взаимодействие
между силикатной основой примесей и другими окислами. В окисли-
тельной среде закись железа переходит в его окись
4FeO Ч- О2 = 2Ре20з,
а в восстановительной среде — в металл. В полувосстановительной сре-
де закись железа может сохраниться и при определенном температур-
ном уровне соединиться с кремнеземом, образуя легкоплавкие силика-
ты. Этим объясняется наблюдающееся значительное снижение темпе-
ратуры плавления шлаков в полувосстановительной среде.
16
Балласт топлива
Негорючие минеральные примеси и влага являются внешним
балластом твердого топлива. Своим присутствием минеральные при-
меси и влага уменьшают содержание горючей массы в единице массы
рабочего топлива; кроме того, при сжигании топлива на испарение вла-
ги затрачивается определенное количество тепла. Поэтому с увеличени-
ем зольности и влажности уменьшается теплота сгорания топлива, уве-
личивается его расход у потребителя, соответственно увеличиваются
расходы на добычу и перевозку.
По происхождению различают три вида минеральных примесей.
Первичные примеси в составе материнского вещества пе-
решли в топливо из углеобразователей. Эти примеси связаны с органи-
ческой массой топлива. По количеству их обычно немного, они равно-
мерно распределены по всей массе топлива и не могут быть удалены
из него.
Некоторое количество примесей внесено в топливо в процессе угле-
образования как наносы ветром и водой. Эти примеси, называемые
вторичными, распределены в топливе менее равномерно, иногда
встречаются в виде тонких прослоек. Первичные и вторичные мине-
ральные примеси являются внутренними примесями топлива.
Третичные примеси попадают в топливо в виде породы при
его добыче от внешнего минерального окружения вырабатываемого
пласта и распределены в топливе неравномерно, сравнительно легко
отделяются и являются внешними примесями.
Зола топлива
Твердый негорючий остаток, получающийся после завершения пре-
образований в минеральной части топлива в процессе его горения, назы-
вают золой. Выход газифицирующейся части примесей уменьшает
массу золы по отношению к исходным минеральным примесям топлива,
а некоторые реакции, например окисление железного колчедана, приво-
дят к его увеличению. Обычно масса золы немного меньше массы ми-
неральных примесей в топливе, лишь в горючих сланцах вследствие
разложения содержащихся в них карбонатов золы получается значи-
тельно меньше по сравнению с массой минеральных примесей.
В топочной камере при высоких температурах часть золы расплав-
ляется, образуя раствор минералов, который называется шлаком. Из
топки шлаки удаляются в жидком или гранулированном состоянии.
Для оценки степени засоренности горючей массы топлива зольность
относят к его сухой массе, выражая ее в процентах. Зольность опреде-
ляется сжиганием предварительно высушенной пробы топлива опреде-
ленной массы в платиновом тигле и прокаливанием до постоянной мас-
сы (твердых топлив при температуре 800=Ь25°С, а жидких топлив —
500°С). Зольность топлива изменяется от долей процента в мазуте и
древесине до 40—60% в сланцах. Зола, образующаяся при сгорании
топлива при высоких температурах и кратком времени пребывания
в топочной камере, по своему химико-минералогическому составу отли-
чается от золы, образующейся при анализе на зольность сжиганием
топлива в лабораторных условиях.
Важными свойствами золы являются ее абразивность и характе-
ристики плавкости. Зола с высокой абразивностью вызывает сильный
износ конвективных поверхностей нагрева парогенераторов.
2—541 17
Плавкость золы определяется нагреванием в специальной печи в полувосстанови-
тельной газовой среде трехгранной пирамидки стандартных размеров высотой 13 мм
и длиной грани ее основания 6 мм, сделанной из измельченной пробы испытуемой золы
(ГОСТ 2057-49).
Различают следующие характеристики плавкости золы:
/1 — температура начала деформации, при которой пирамидка сги-
бается или вершина ее закругляется;
tz—температура начала размягчения, при которой вершина пи-
рамидки наклоняется до ее основания или пирамидка превращается
в шар;
/з — температура начала жидкоплавкого состояния, при которой
пирамидка растекается на подставке;
/о — температура начала истинно жидкого состояния, при котором
расплав шлака подчиняется законам Ньютона о течении истинной жид-
кости.
По характеристикам плавкости золы энергетические угли подраз-
деляются на три группы: с легкоплавкой золой /з^1350°С, с золой
средней плавкости /з = 1350ч- 1450°С и с тугоплавкой золой /3>1450°С.
Влага топлива
Влагу топлива подразделяют на две части: внешнюю и вну-
треннюю.
При добыче топлива, транспортировке и хранении в него попадают
подземные и грунтовые воды, влага из атмосферного воздуха, вызывая
поверхностное увлажнение кусков топлива. С уменьшением размера
кусков удельная поверхность топлива увеличивается и увеличивается
количество удерживаемой ею внешней влаги. К внешней также относит-
ся капиллярная влага, т. е. влага, заполняющая капилляры и поры,
сильно развитые в торфе и бурых углях. Внешняя влага может быть
удалена механическими средствами и тепловой сушкой.
К внутренней относят коллоидную и гидратную влагу. Коллоидная
влага является составной частью топлива. В его массе она распреде-
ляется очень равномерно. Количество коллоидной влаги зависит от >хи-
мической природы и состава топлива и содержания влаги в атмосфер-
ном воздухе. По мере увеличения степени углефикации топлива содер-
жание коллоидной влаги падает. Много коллоидной влаги в торфе,
меньше-в бурых углях и мало в каменных углях и антрацитах. Гидрат-
ная или кристаллизационная влага химически связана с минеральными
примесями топлива, главным образом сернокислым кальцием и алю-
мосиликатом. Гидратной влаги в топливе содержится мало, она стано-
вится заметной в многозольных топливах. При подсушке испаряется
часть коллоидной влаги, но практически не изменяется содержание ги-
дратной влаги. Последняя может быть удалена лишь при высоких тем-
пературах.
Твердое натуральное топливо при пребывании на воздухе теряет,
а подсушенное приобретает влагу до тех пор, пока давление насыщен-
ного пара влаги топлива не уравновесится с парциальным давлением
влаги воздуха, т. е. с его относительной влажностью. Твердое топливо
с установившейся в естественных условиях влажностью называют bO3j
душно-сухим топливом.
Важной технической характеристикой является гигроскопическая
влажность топлива, получаемая при подсушке до равновесного состоя-
ния в воздушной среде при точно выраженных условиях: температуре
18
20±1°С и относительной влажности 65±5% (ГОСТ 8719-58). С повы-
шением степени углефикации топлива гигроскопическая влага умень-
шается.
Влажность рабочей массы различных топлив колеблется в широ-
ких пределах. Для определения влажности топлива готовят лаборатор-
ную пробу измельчением топлива до кусочков размером 3 мм и меньше.
Пользуются и аналитической пробой, подготовленной из лабораторной
измельчением ее частиц до размеров меньше 100 мкм и подсушкой до
воздушно-сухого состояния. Влажность рабочего топлива определяют
сушкой лабораторной пробы при температуре около 105°С до достиже-
ния ею постоянной массы. Аналитическую влагу определяют тем же
методом сушкой аналитической пробы топлива.
Повышенная влажность приводит к снижению теплоты сгорания
топлива и увеличению его расхода, к увеличению объема продуктов сго-
рания, а следовательно, потерь тепла с уходящими газами и затрат на
удаление их из парогенератора. Кроме того, высокая влажность способ-
ствует выветриванию и самовозгоранию твердого топлива при его хра-
нении. С повышением влажности ухудшается сыпучесть твердых топлив.
В зимнее время высокая влажность может вызвать смерзаемость топ-
лива, нарушающую нормальную работу устройств топливоподачи с рез-
ким уменьшением подачи толлива.
Выход летучих и свойства кокса
Одними из наиболее важных теплотехнических характеристик топ-
лив являются величина выхода летучих и свойства коксо-
вого остатка.
При нагревании твердых топлив происходит распад термически
нестойких сложных, содержащих кислород углеводородистых соедине-
ний горючей массы с выделением горючих газов: водорода, углеводоро-
дов, окиси углерода и негорючих газов — углекислоты и водяных паров.
Выход летучих веществ определяют нагреванием пробы воздушно-сухо-
го топлива в количестве 1 г без доступа воздуха при температуре 850°С
в течение 7 мин. Выход летучих, определенный как уменьшение массы
пробы испытываемого топлива за вычетом содержащейся в нем влаги,
относят к горючей массе топлива.
У разных топлив состав и теплота сгорания летучих веществ раз-
личны. По мере увеличения химического возраста топлива содержание
летучих веществ уменьшается, а температура их выхода увеличивается.
При этом вследствие уменьшения количества инертных газов теплота
сгорания летучих веществ увеличивается. Для сланцев выход летучих
составляет 80—90% от горючей массы; торфа — 70%; бурых углей —
30—60%, каменных углей марок Г и Д — 30 — 50%, у тощих углей и
антрацитов выход летучих мал и соответственно равняется 11—13 и
2—9%. Поэтому содержание летучих веществ и их состав могут быть
приняты в качестве признаков степени углефикации топлива, его хими-
ческого возраста.
Для торфа выход летучих начинается при температуре примерно
100°, бурых и жирных каменных углей — 150—170°, горючих сланцев —
230°С, тощих углей и антрацитов ~400°С и завершается при высоких
температурах— 1100—1200°С.
После отгонки летучих веществ из топлива образуется так назы-
ваемый коксовый остаток. При содержании в угле битуминозных ве-
ществ, которые при нагревании переходят в пластическое состояние или
2* 19
расплавляются, порошкообразная проба угля, испытываемого на содер-
жание летучих, может спекаться и вспучиваться. Способность топлива
при термическом разложении образовывать более или менее прочный
кокс называется спекаемостью. Торф, бурые угли и антрацит дают по-
рошкообразный кокс. Каменные угли с выходом летучих 42—45% и
тощие угли с выходом летучих менее 17% дают порошкообразный или
слипшийся коксовый остаток.
Угли, образующие спекшийся коксовый остаток, являются ценным
технологическим топливом и используются в первую очередь для про-
изводства металлургического кокса. Кокс в виде спекшегося или сплав-
ленного остатка получается нагреванием измельченного до размеров
3—3,5 мм угля при температуре 1000°С без доступа воздуха. Свойства
кокса зависят от состава органических соединений горючей массы топ-
лива и содержания летучих веществ в нем.
1-4. ПОНЯТИЕ УСЛОВНОГО ТОПЛИВА И ПРИВЕДЕННЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
Расход топлива на парогенератор данной производительности за-
висит от его теплоты сгорания, которая для различных топлив изме-
няется в больших пределах. Для сравнения по энергетической ценности
и эффективности использования различных сортов топлив введено п о -
нятие об условном топливе, которому присваивается теплота
сгорания, равная Qyca = 29,33 МДж/кг (7000 ккал/кг).
Пересчет расхода данного топлива в условное производится по
соотношению
Чусл
Понятием условного топлива как общим способом измерения поль-
зуются также при планировании добычи и потребления топлив.
С увеличением внешнего балласта теплота сгорания топлив умень-
шается. Однако содержание влаги и золы не является достаточной
мерой энергетической ценности топлива, так как различные топлива
с одинаковым содержанием золы или влаги могут иметь неодинаковую
теплоту сгорания. Более полными являются приведенные характеристи-
ки, отражающие содержание влаги и золы в топливе, отнесенное
к единице низшей теплоты сгорания его рабочей массы.
Приведенная влажность и зольность Wn и Дп, %-кг/МДж,
деляются по следующим соотношениям:
опре-
(1-Ю)
(1-Н)
в топ-
(1-12)
Соответственно более полной мерой оценки содержания серы
ливе является приведенная сернистость топлива Sn, %-кг/МДж:
сл SP
Qp ’
Приведенные характеристики топлива W711, Ап, Sn показывают,
сколько на 1 Мкал низшей теплоты сгорания приходится влаги, золы
и серы в процентах от рабочей массы топлива.
20
Так, например, приведенная влажность подмосковного угля с влажностью рабо-
чей массы U7p = 32% и низшей теплотой сгорания QpH = 10,43 МДж/кг равняется
Wn = 32/10,43 = 3,06 %-кг/МДж (12,8 %-кг/Мкал), а антрацитового штыба с =
= 8,5%, Qph=22,58 МДж/кг составляет №п=8,5/22,58 = 0,376 %-кг/МДж. Следова-
тельно, в соизмеримых единицах влажность подмосковного угля в 8,1 раза больше, чем
антрацитового штыба.
По приведенным характеристикам можно сравнивать различные
топлива в сопоставимых единицах. Топлива с приведенной влажностью
IFn<'0,7 %-кг/МДж (<3%-кг/Мкал) считаются маловлажными (антра-
цит и каменные угли), с IFn=0,7 = 1,89%-кг/МДж (3—8%-кг/Мкал) —
средней влажности (некоторые бурые угли, эстонские и гдовские слан-
цы), с IFn = 1,89=6% • кг/МДж (8—25%-кг/Мкал)—высоковлажными
(бурые угли украинских и башкирских месторождений, фрезерный
торф). Топлива о приведенной зольностью ДП=С1 % • кг/МДж
(=С4% -кг/Мкал) считаются малозольными. К ним относятся: антра-
цит, большая часть каменных и некоторые бурые угли. Большая часть
бурых углей имеет приведенную зольность Дп= 1,89 = 2,4%-кг/МДж
(8—10%-кг/Мкал), у горючих сланцев Лп=5= 10%-кг/МДж (20—
40% - кг/Мкал).
1-5. ТЕПЛОТА СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
Всякая химическая реакция сопровождается выделением или по-
глощением тепла и соответственно называется экзотермической или
эндотермической. Химические реакции, протекающие в процессах горе-
ния, преимущественно сильно экзотермические, некоторые реакции,
как, например, реакции восстановления углекислоты, являются эндо-
термическими.
Количество тепла, выделяющегося при полном сгорании единицы
массы данного топлива зависит от того, в паровом или жидком состоя-
нии находится влага в продуктах сгорания. Если водяной пар сконден-
сируется и вода в продуктах сгорания будет находиться в жидком
виде, то тепло парообразования освободится и тогда количество теп-
ла, выделяющегося при сгорании единицы массы топлива, получается
больше.
Количество тепла, выделяющегося при полном сгорании 1 кг твер-
дого или жидкого топлива или 1 м3 газового топлива, при условии, что
образующиеся водяные пары в продуктах сгорания конденсируются,
называется высшей теплотой сгорания топлива.
В условиях температур и парциального давления НгО на всем про-
тяжении газового тракта парогенератора водяные пары, содержащиеся
в продуктах сгорания, не конденсируются и вместе с ними отводятся
в атмосферу. Следовательно, некоторая часть тепла, выделившегося
при сгорании затрачивается на образование водяного пара и не может
быть использована в парогенераторе. Поэтому теплота сгорания полу-
чается меньше освобождающейся при горении химической энергии
топлива.
Количество тепла, которое выделяется при полном сгорании 1 кг
твердого или жидкого или 1 м3 газового топлива, за вычетом тепла
парообразования водяных паров, образующихся при горении, называет-
ся низшей теплотой сгорания.
Соотношение между высшей и низшей теплотой сгорания можно
написать в следующем виде:
с-13)
21
где масса влаги, содержащейся в 1 кг топлива, и влаги, образующейся
в результате горения водорода топлива,
_9НР + Г₽ .
4,0“ 100
а лп— теплота парообразования, условно принимаемая равной
2,51 МДж/кг.
После подстановки значений GHsO и Лп соотношение (1-13) для рабо-
чей массы принимает вид:
Qph=Qpb—0,0251 (9Нр+ Гр), (1-15)
а для сухой и горючей массы QCH, QrH, МДж/кг, соответственно:
QCH=QCB—0,226 Нс; (1-16)
QrH=QrB—0,226 Нг. (1-17)
Теплоту сгорания Qph, МДж/кг, определенного сорта топлива при
изменении внешнего балласта можно рассчитать по известной величине
теплоты сгорания его горючей массы, являющейся достаточно постоян-
ной, и по данным технического анализа на содержание влаги и золы
по следующему соотношению:
Qp=Qr 100 ~ -0,0251ГР. (1-18)
^-н 100 ’ ' г
Связь между теплотой сгорания рабочей и сухой массы топлива
выражается следующим образом:
Qp„ = «Н 44 - °,0251Гр- (1-19)
Пересчет низшей теплоты сгорания рабочей массы топлива на дру-
гую влажность при Др=const и на массу с другими значениями золь-
ности и влажности можно производить, исходя в первом случае из
условия равенства теплоты сгорания сухой массы, а во втором — горю-
чей массы:
QP, = (QP 4-0,0251117?)-^^-- 0,0251Ц7? (1-20)
^н2 V<H1 I ’ 1/ 100 — U7P 2
и
Qp = (Qp 4-0,0251ГР)—-°-^~^ - 0,0251 г; . (1-21)
V<H2 т » и юо _ ’ 2 V >
При реакциях между вполне определенными веществами обычно
пользуются теплотой сгорания, отнесенной к одному молю реагирую-
щего вещества, которую в этом случае обычно называют тепловым
эффектом. Для топлив, являющихся веществами сложного и меняюще-
гося состава, теплоту сгорания обычно относят к 1 кг при твердом или
жидком их состоянии и к 1 м3 при газообразном состоянии.
В топочных устройствах парогенераторов и в камерах сгорания
различных технических назначений процесс сжигания топлив обычно
проводят при постоянном давлении. В этом случае часть выделяющего-
ся тепла расходуется на совершение внешней работы в связи с измене-
нием объема реагирующей смеси, которая составляет:
р(п2—n,i)V=\nRT.
(1-22)
22
В уравнении An — приращение числа молей газов при реагирова-
нии одного моля горючего вещества;
V — объем одного моля;
R=8,321 кДж/(моль-К) —универсальная газовая постоянная.
Следовательно, теплота сгорания при постоянном давлении опре-
деляется изотермическим изменением энтальпии при превращении
одного моля горючего. В случае горения при постоянном объеме, когда
внешняя работа не совершается, теплота сгорания определяется изотер-
мическим изменением внутренней энергии при реагировании одного
моля горючего.
Учитывая выражение (1-22), соотношение между величинами теп-
лоты сгорания при постоянном давлении Qp и постоянном объеме Qv
можно записать в виде
Qp = Qv— AnRT. (1-23)
Таким образом, при переходе от теплоты сгорания при постоянном
объеме к теплоте сгорания при постоянном давлении следует из первой
вычесть количество тепла, пошедшее на совершение внешней работы
реакции. Если реакция сопровождается увеличением объема Ап>0, то
Qp<Qv- Напротив, если она протекает с уменьшением объема Ап<0,
то QP>Qv- Однако разница между Qv и Qp мала и поэтому в обыч-
ных расчетах не учитывается.
Величина теплоты сгорания определяется экспериментально мето-
дом проведения реакции в сосуде с нерасширяющимися стенками (см.
§ 1-7).
Теплоту сгорания записывают в стехиометрическом уравнении
реакции с положительным знаком, когда тепло выделяется, или с отри-
цательным знаком, когда тепло поглощается. Такое уравнение назы-
вается термохимическим. Так, уравнение
2СО + О2 = 2СО2 + 568 (1 -24)
означает, что два моля окиси углерода соединяются с одним молем
кислорода, при этом образуются два моля углекислоты и выделяется
568 МДж тепла. Значения теплоты сгорания некоторых топлив при р =
= const и 0°С приведены в табл. 1-4.
1-6. ЗАКОН ПОСТОЯНСТВА СУММ ТЕПЛОТ СГОРАНИЯ
Согласно первому закону термодинамики внутренняя энергия си-
стемы зависит только от состояния в данный момент, поэтому ее из-
менение при переходе системы от одного состояния к другому зависит'
от начального и конечного состояния и не зависит от пути перехода.
Применив первый закон термодинамики к химическим реакциям и
заменив изменения внутренней энергии соответствующими теплотами
сгорания, непосредственно приходим к закону Гесса, который гласит:
тепловой эффект химической реакции зависит только от начального и
конечного состояния, но не зависит от пути, по которому протекала
реакция.
Этот закон был экспериментально открыт русским академиком
Гессом в 1840 г. Закон Гесса позволяет вычислить тепловой эффект
реакций, в которых она непосредственно не может быть измерена,
а также реакций, которые при существующих условиях не проис-
ходят.
23
Так, например, непосредственно калориметрически определить
теплоту сгорания углерода в СО по реакции
C+1/2O2=CO + Qi (1-25)
невозможно, так как при этом одновременно с СО образуется частично
и СО2. Но легко измерить теплоту сгорания окиси углерода Qu и угле-
рода в углекислоту Ощ по реакциям:
СО + 1/2О2=СО2+285,8 МДж/моль (68 220 ккал/моль) (Р26)
и
С + 02=С02 + 409 МДж/моль (97 650 ккал/моль). (1-27)
По закону Гесса теплота сгорания зависит только от начального и
конечного состояния. Поэтому в случае, когда система переходит из
начального состояния в конечное через ряд промежуточных состояний,
сумма теплот сгорания при отдельных промежуточных реакциях долж-
на равняться теплоте сгорания при непосредственном превращении, т. е.
Oi+Qn=Qin. (1-28)
Следовательно, теплота сгорания углерода в СО будет равняться:
Qi = Qm—Qn=409—285,8=123,2 МДж/моль (29430 ккал/моль).
(1-29)
К тому же результату можно прийти, производя соответствующие
уравнению (1-25) алгебраические действия над термохимическими
уравнениями реакций. Так, для рассматриваемого примера можно
написать:
_ с + О2 = СО2 + 409
СО+ 1/2О2 = СО2 + 285,8
С—СО-}- 1/2О2 = 123,2
ИЛИ
С+1/2О2=СО+123,2 МДж/моль.
Используя закон Гесса, можно производить расчеты по определе-
нию теплоты образования химических соединений. Теплотой образова-
ния называется тепловой эффект, получающийся при образовании
соединения из его элементов. Непосредственное измерение теплоты
образования представляет значительные трудности, часто реакции
образования соединения совершенно невозможно провести калориме-
трически.
Теплоту образования соединения Qs можно вычислить с помощью
закона Гесса по сумме теплот сгорания элементов, содержащихся
в данном соединении и теплоте сгорания соединения QCoe«,
так как
2<2эл = Qb +Qcoefl. (1-30)
Отсюда
Qs = 2Q3n Qcoefl- (1-31)
Если соединение вновь разлагается на элементы, то для этого не-
обходим расход тепла, равный теплоте образования, т. е. теплота
разложения какого-либо соединения равна теплоте его образования,
взятой с обратным знаком. Это положение представляет собой содер-
жание закона Лавуазье и Лапласа.
24
Из уравнения (1-30) можно также определить теплоту сгорания
какого-либо соединения:
С?соед:=2(2эл—]Qb, (1-32)
т. е. тепловой эффект реакции равен разности теплот образования про-
дуктов реакции и начальных веществ.
1-7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОТЫ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА
В натуральных твердых и жидких топливах горючие элементы на-
ходятся в различных химических соединениях, по теплоте образования
которых нет данных и не представляется возможным учесть все разно-
образие их в различных топливах. Поэтому нельзя определить теплоту
сгорания топлива согласно (1-30) как сумму теплот сгорания горючих
элементов. Так как теплоту сгорания твердых и жидких топлив невоз-
можно аналитически определить по их элементарному химическому
составу, то ее определяют экспериментально с помощью калориметра.
Сущность этого метода заключается в том, что в герметически закрываемом сталь-
ном цилиндрическом сосуде, называемом калориметрической бомбой, помещают в среде
кислорода под давлением 2,5—3 МПа навеску испытуемого топлива в 1 г. Бомбу по-
гружают в водяной калориметр. После наступления в калориметре установившегося
теплового состояния при помощи электрического запальника зажигают топливо. По
приросту температуры воды в калориметре, замеряемому с точностью до 0,001°С, и
массе пробы топлива вычисляют его теплоту сгорания, которая в этом случае назы-
вается теплотой сгорания по бомбе Qe.
В калориметрической бомбе водяные пары, выделяющиеся при сгорании водорода
и испарении влаги пробы топлива, конденсируются, выделяя теплоту парообразования.
Но вместе с тем в бомбе теплота сгорания получается больше, чем QpB, так как при
сгорании пробы топлива в бомбе в среде кислорода протекают экзотермические реак-
ции образования серной и азотной кислоты, которые в топочных условиях не имеют
места.
Введя поправку к величине Qe на теплоту образования в бомбе азотной кислоты
и окисление сернистого газа в БОз и растворение последнего в воде, получают выс-
шую теплоту сгорания, МДж/кг
QpB = Q6—9,43- 10-2SOp+K—6,3- 10"6Q6. (1-33)
В формуле Qo— теплота сгорания по бомбе; 94,3S0P+k — теплота, выделяющаяся при
окислении в бомбе SO2 до SO3 и растворения последней в воде; 6,3-10~вСб — теплота
образования азотной кислоты в бомбе для каменных и бурых углей. Для углей ма-
рок Т, ПА, А и жидких топлив эта величина равна 4,19- 10“6Qq.
При определении теплоты сгорания сланцев и других топлив, содержащих карбо-
наты, при сжигании их в калориметрической бомбе карбонаты практически полностью
разлагаются. Поэтому полученное опытом значение Qs уменьшают на величину теплоты
разложения карбонатов 9,7 (СОг)рк, ккал/кг, |[40,6-103(С02)рк, МДж/кг].
При отсутствии опытных данных для приближенного расчета теп-
лоты сгорания твердого и жидкого топлива QpH, МДж/кг, пользуются
формулой Менделеева:
Qp = 0,339СР+ 1,03Нр - 0,109 (Ор - Spp+K) - 0,0251U7P, (1-34)
или в ккал/кг
qp =81Cp-j-246Hp — 26 (Ор— SPP+K)-6IFP, (1-34а)
в которой коэффициенты подобраны экспериментально и несколько от-
личаются от теплот сгорания отдельных горючих элементов, входящих
в состав топлива.
Теплоту сгорания газового топлива определяют в газовом калори-
метре и относят к 1 м3 сухого газа. При отсутствии опытных данных ее
определяют как сумму теплоты сгорания горючих газов, входящих
в состав газового топлива, по формуле:
С = 0,01 (QCHCH. + QCiH С.Н. + ОС1Н С,Н. + QC.H1 С«Н„ + ••)• (1-35)
25
В формуле:
СН4, С2Н8 и т. д. — содержание горючих газов в сухом газовом топ-
ливе, 0/о по объему;
QCH, QCj[H и т. д. — теплота сгорания соответствующих газов»,
МДж/ма.
ГЛАВА ВТОРАЯ
МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
2-1. РАСХОД ВОЗДУХА И ПРОДУКТЫ СГОРАНИЯ ТОПЛИВА.
КОЭФФИЦИЕНТ ИЗБЫТКА ВОЗДУХА
Расход воздуха
В изолированных, как и совместных параллельных и последова-
тельных реакциях, исходные вещества вступают в химические соедине-
ния и образуют новые продукты в определенных, так называемых сте-
хиометрических соотношениях (закон кратных отношений Дальтона).
Согласно этому закону горючие составляющие топлива вступают
в химическое реагирование с кислородом в определенном количествен-
ном соотношении. Расход кислорода и количество образующихся про-
дуктов сгорания определяются из стехиометрических уравнений горе-
ния, записанных для одного моля каждого горючего составляющего.
Относя эти уравнения к 1 кг горючего и выразив газообразные вещест-
ва ,в объемных единицах, делением их массовых количеств на значения
плотностей получим количество кислорода и выход продуктов сгорания
на 1 кг каждой составляющей горючей массы топлива в м3 при давле-
нии 0,1013 МПа (760 мм рт. ст.) и 0°С.
Для углерода: С + О2=СОг,
12,01 кг С + 32 кг 02=44,01 кг СОг; (2-1)
1 кг С + 1,866 м3 О2= 1,866 м3 СО2.
Для -серы: S + O2=SO2,
32,06 кг S + 32 кг 02=64,06 кг SO2; (2-2)
1 кг S + 0,7 м3 О2 = 0,7 м3 SO2.
Для водорода: 2Н2 + О2=2Н2О,
.4,032 кг Нг+32 кг О2 = 36,032 кг Н2О; (2-3)
1 кг Н2О + 5,55 м3 О2= 11,1 м3Н2О.
Суммируя затраты кислорода на сжигание горючих элементов, содер-
жащихся в 1 кг топлива, и вычитая количество кислорода топлива, по-
лучим теоретически необходимое количество кислорода для сжигания
1 кг твердого или жидкого топлива V&, ма/кг:
ср sp нр ор
^.= *.866^+0,7^ + 5.55^-^-. (2-4}
В формуле:
Ср; Spop+K, Нр; Ор — соответственно массовое содержание углерода*
серы, водорода и кислорода в топливе, °/0; рОа — плотность кислорода, кг/м3.
26
В воздухе содержится кислорода примерно 21% по объему, поэто-
му теоретически необходимое количество воздуха
для горения Vе, м3/кг, т. е. количество воздуха, которое необходимо
для полного сжигания 1 кг топлива при условии, что весь содержащий-
ся в нем кислород прореагирует, составляет:
р = = 0,0889 (Ср-}- 0,375Spop+K) -% 0,265Нр - 0,03330р (2-5)
или в кг/кг
Л° = 0,115 (Ср 4- 0,3755рор+к) 4- 0,342Нр - 0,0431ОР. (2-5а)
В процессе горения по мере расходования топлива и кислорода и
уменьшения их действующих концентраций выгорание все более за-
медляется. В камерах сгорания парогенераторов условия реагирования
ухудшаются также из-за недостаточно совершенного перемешивания
вступающих в процесс горения больших масс топлива и воздуха. По-
этому воздух для горения подают больше его теоретически необходи-
мого количества.
Отношение количества воздуха, действительно поступившего в топ-
ку Ув, к теоретически необходимому количеству называют коэффи-
циентом избытка воздуха:
«т = £- (2-6)
Для вновь проектируемых парогенераторов величину ат выбирают
в зависимости от вида сжигаемого топлива, метода сжигания и конст-
рукции топки. Для пылеугольных топок по условиям достижения боль-
шего значения к. п. д. и интенсификации процесса горения оптимальны-
ми являются ат = 1,2 ч- 1,25, при этом нижний предел относится к бурым
и каменным углям, а верхний — к тощим углям и антрацитам. При
размоле бурых и каменных углей в молотковых мельницах рекомен-
дуется выбрать верхний предел, т. е. ат = 1,25. При жидком шлакоуда-
лении из-за повышения температурного уровня и уменьшения присосов
<хт может быть снижен для однокамерных топок до 1,2; двухкамерных
и циклонных топок — до 1,1. При сжигании природных газов и мазута
в агрегатах, снабженных автоматикой горения и регуляторами давления
в газопроводе, ат может быть снижен до 1,05.
На действующих парогенераторах балансовыми испытаниями при
различных нагрузках определяется оптимальное значение ат, при ко-
тором суммарная величина потерь тепла от механической и химической
неполноты сгорания топлива и потерь тепла с уходящими газами ока-
жется минимальной.
Продукты сгорания топлива
Продукты полного сгорания 1 кг твердого или жидкого
топлива содержат (рис. 2-1): продукты полного сгорания углерода и
серы; азот топлива и азот, находящийся в теоретически необходимом
количестве воздуха; теоретическое количество водяного пара, включаю-
щее в себя пар, образующийся при испарении влаги топлива и в ре-
зультате полного сгорания водорода топлива, пар, вносимый в топку
влажным теоретически необходимым количеством воздуха, и пар,
используемый иногда для распыления при сжигании мазута; и, нако-
нец, избыточно поданный воздух и находящийся в нем водяной пар.
27
При определении состава продуктов сгорания с помощью газоана-
лизаторов типа ОРСА (ВТИ) в отбираемой для анализа пробе газов
водяные пары конденсируются. Результаты анализа дают процентное
содержание продуктов сгорания от общего объема газов без водяных
паров. Поэтому обычно продукты сгорания разделяют на сухие газы
и водяные пары. В этих анализах содержание трехатомных газов СО2
VCOl, ; vit, V* > V”;
I______________I I_______________I I--------------------------------
1/ V ° 1/ ®
I У R0z |
I
1 ... 6 J 1_____________________________________________________I
0,0161 (oc-1) VD
_____________________1
|/r = vrfl + 1,D!6Hcc-f)Va
1
Рис. 2-1. Схема расчета объемов продуктов сгорания топлива.
и SO2 определяется совместно, поэтому их принято подсчитывать со-
гласно ,(2-1) и (2-2) и обозначать символом RO2:
= Цо, + Цо, = (Ср + 0,375S%+K). (2-7)
Для упрощения расчетов объемы остальных компонентов продук-
тов сгорания расчленяют на теоретические количества, получающиеся
при сжигании 1 кг топлива с теоретически необходимым количеством
воздуха, и их количества в избыточно поданном для горения воздухе.
Теоретический объем азота V°Na, м3/кг,
^ = 0,791/0 + 0,8^, (2-8)
где число 0,8 представляет частное от деления единицы на плотность
азота, равную 1,251 кг/м3.
Теоретический объем водяных паров Рн о, м3/кг,
17°НаО = 0,111НР-}- 0,0124lFPH- 0,01617%. (2-9)
В выражении (2-9) первое слагаемое представляет собой объем
водяного пара, получаемого при сгорании водорода топлива, подсчи-
танный согласно (2-3); второе—объем водяного пара, получаемого при
испарении влаги, содержащейся в топливе 0,01 17p/pHjO; третье — объем
водяного пара, вносимого теоретически необходимым количеством воз-
духа, равный
Д- =0,01611/»,
1000Рн2о
где рв> pHjO и d — соответственно плотность сухого воздуха и водяного
пара и содержание влаги в воздухе, обычно принимаемое равным
10 г/кг.
28
Объем пара, используемого в количестве Оф, кг/кг, для распыления
мазута или дутья, включается в выражение (2-9) дополнительным
слагаемым — величиной 1,24 Оф.
Объем трехатомных сухих газов в сумме с теоретическим объемом
азота и водяного пара составляет теоретический объем продуктов сго-
рания 1/%, м3/кг,
V°r = Уро + У® 4- У»н о. (2-10)
При сжигании топлива с а>1 действительный объем продуктов
сгорания больше теоретического на величину объема избыточно подан-
ного в топку воздуха (а—1)У° и объема водяных паров, содержащих-
ся в нем, 0,0161 (а—1)У°. Поэтому общий объем продуктов сгорания
составляет Уг, м3/кг,
У г = У % 4- 1,0161 (а - 1 )У®. (2-11)
Общий объем продуктов сгорания разделяют на объем сухих га-
зов Ус.г, м3/кг,
K=.r=VR0, + PN, + («-l)V° (2-12)
и общий объем водяных паров УИаО, м’/кг,
^Н.о=^н.о + °-0161 (« - 1)V“- (2-13)
Парциальные давления RO2 и Н2О при общем абсолютнохм давле-
нии продуктов сгорания 9,81-10~2 МПа (1 кгс/см2) равны:
Масса продуктов сгорания Gr, кг/кг, складывается из обеззоленной
массы топлива и воздуха, подаваемого для горения:
Gf = 1 - ^4- 1,306аУ®. (2-15)
Концентрация золы в продуктах сгорания ,р, г/м3,
_ ЮЛР/Зун
"" Уг
Доля золы топлива, уносимая газами, Цун для пылеугольных топок
принимается по табл. 19-4, 19-5 и 21-1, для слоевых топок при сжигании
бурых углей и каменных углей 0,2—0,25, а при сжигании антраци-
та — 0,30.
При сжигании сланцев карбонаты кальция, магния и железа ча-
стично разлагаются на окислы металлов (CaO, MgO и FeO) и СО2.
Выделяющаяся углекислота смешивается с продуктами сгорания. В фор-
мулу (2-7) для расчета объема сухих трехатомных газов FROa, м3/кг,
вводят поправку и она принимает вид:
=v№, + 0.509 k. (2-7а)
В формуле:
(СО2)рк — содержание углекислоты в карбонатах, %;
k — степень разложения карбонатов, принимается при камерном
сжигании равной 1,0, при слоевом сжигании 0,7.
29
Соответственно общий объем Уг.к, м3/кг, и масса продуктов сгора-
ния Gr.K, кг/м3, и парциальное давление углекислоты и водяного пара
при сжигании сланцев составляют:
Vr.K = Vr + 0,509 (2-lla)
Gr.K^Gr + -(C1°oo)'’K *1 (2-15a)
r _ W. (2-14a)
RO, Kr.K ’ H«° Vr.K*
Теоретически необходимый объем воздуха рассчитывается по дей-
ствительному составу рабочей массы сланцев.
Объемы и масса воздуха и продуктов сгорания при сжигании газо-
вого топлива также рассчитываются по стехиометрическим уравнениям
сгорания отдельных горючих составляющих [Л. 3].
Теоретическое количество воздуха V0, м3/м3, определяется как сум-
марный его расход на сжигание горючих 1 м3 сухого газового топлива
при сс=1 по формуле:
V’ = 0,0476 р,5С0 -ф- 0,5Н2 + 1,5H2S + (т + СЛ, - О2 j .
(2-16)
При отсутствии данных о составе непредельных углеводородов
принимается, что они состоят из С2Н4.
Теоретический объем азота V°N , м’/м’,
V«N1 = 0,79V” + ^j. (2-17)
Объем трехатомных газов VpQ, V"H 0, м’/м’,
VRO_ = 0,01 [CO2-|-CO + H2S + SmCmH„]; (2-18)
V°HiO = 0,01 ^H2S + H2 + ^-^-CraH„ + 0,124dr.TJ + 0,0161V”, (2-19)
где 4тл — влагосодержание газового топлива, отнесенное к 1 м3 сухого
газа, г/м3.
Масса продуктов сгорания Gr, кг/м3,
Gr = P'r.„ + ^+ 1.306aV”, (2-20)
где плотность сухого газа рсг.тл, кг/м®, выражается формулой
рсг.тл = 0,01 [1,96СО2-Ь 1,52H2S4- 1,25N2+ 1,43О2+ 1,25СО +
+ 0,0899Н2 + S (0,536m Ц- 0,045/г) СЛф (2-21)
Объемы воздуха и продуктов сгорания и парциальные давления
при а>1 определяются по формулам (2-11) — (2-14).
Обычно в топочных камерах поддерживается небольшое разреже-
ние для предотвращения выбивания газов в помещение котельной.
В последующих за топкой газоходах парогенератора устанавливается
разрежение, превышающее разрежение в топке на величину сопротив-
ления, рассматриваемого и предшествующих газоходов. Через неплот-
ности в металлической обшивке и обмуровке парогенератора, через
30
лазы и гляделки происходит присос атмосферного воздуха в газоходы,,
находящиеся под разрежением, увеличивающий объем продуктов сго-
рания, протекающих в них. Величины присосов воздуха в газоходы
парогенератора в долях от теоретически необходимого количества воз-
духа при исправном состоянии обмуровки, обшивки и гарнитуры паро-
генераторов приведены в [Л. 3].
Расчет объемов продуктов сгорания топлива производится для вы-
бранных значений ат и коэффициентов избытка воздуха последующих
газоходов, определяемых суммированием с ат присосов воздуха в рас-
сматриваемом и предыдущих газоходах, выраженных в долях от V0.
Предварительно по формулам (2-7), (2-8), (2-9) и (2-10) определяется
теоретический объем продуктов сгорания, а затем для каждого участка
газового тракта в соответствии с величиной присоса определяется
общий объем продуктов сгорания по формуле (2-11) и, наконец, по
формуле (2-13) —объем водяных паров.
В осваиваемых в последнее время газоплотных парогенераторах
присосы воздуха отсутствуют. Объем газов по газоходам остается оди-
наковым и рассчитывается по коэффициенту избытка воздуха в топке.
Коэффициент избытка воздуха
Коэффициент избытка воздуха определяется газовым
анализом проб продуктов сгорания, отбираемых из газоходов, с после-
дующим расчетом по приводным ниже формулам.
В уравнении (2-6) теоретически необходимый объем воздуха мож-
но выразить как разность между действительно поданным объемом
воздуха на 1 кг топлива и объемом избыточного воздуха и представить
его в виде
(2-22}
Ув —ДУв ’
В (2-22) объем избыточного воздуха можно выразить через содер-
жание свободного кислорода в сухих газах следующим образом:
.]/ _ т/ 100_Оа тг
ДУВ 21 ^сг»
а, пренебрегая очень малым содержанием азота в твердых и жидких
топливах, действительный объем воздуха можно выразить через объем
азота, который перешел в продукты сгорания с окислителем:
у —у 100_г^2 у
Ив^*и279 79 Ксг’
тогда для коэффициента избытка воздуха получим так называемую
азотную формулу:
а “ 79 О2 ’ (2-23}
1 2TNT
При прикидочных расчетах пользуются более простой приближен-
ной формулой для определения а, легко получаемой из формулы
(2-23). Величина О2 в этом случае определяется из уравнения полного
горенияД§ 2-3, формула (2-47)] и составляет:
О2=21—RO2(1+P). (2-24)
31
Так как при полном сгорании сухие газы состоят из RO2, О2 и
N2, то
iN2= 100—(RO2 + O2).
Подставив из уравнения (2-47) значение
RO2+O2=21 — PRO2,
получим:
N2=79+0RO2. (2-25)
Подставив в выражение (2-23) величины О2 и iN2 по (2-24) и (2-25)
и сделав ряд преобразований, получим:
79
RO2 +?
Пренебрегая небольшой величиной [3 и учитывая соотношение
(2-50), получаем приближенную формулу для определения коэффи-
циента избытка воздуха при полном горении
При полном сгорании топлива объем подаваемого для горения воз-
духа согласно (2-12) приближенно можно считать равным объему су-
хих газов, а процент неиспользованного, кислорода — содержанию сво-
бодного кислорода в сухих газах О2. Тогда коэффициент избытка воз-
духа можно выразить как отношение процентного содержания
кислорода в воздухе, подаваемом для горения, к проценту использован-
ной части кислорода, что дает кислородную формулу в виде
««йёог- <2-27)
Уравнения (2-26) и (2-27) позволяют по содержанию трехатомных
газов RO2 или кислорода О2 в продуктах сгорания оценить избытки
воздуха в топке и газоходах парогенератора.
Этими величинами также пользуются для экономичного ведения
работы парогенераторов. Балансовыми испытаниями для парогенера-
тора, работающего на определенном виде топлива, по оптимальному
значению ат, отвечающему наибольшему значению к. п. д. парогенера-
тора, и величине коэффициента 0 устанавливают оптимальные значе-
ния RO2 или О2 при различных нагрузках. Поддержанием оптималь-
ного значения RO2 или О2 в установленных пределах обеспечивается
экономичная работа парогенераторов. Однако топливо, поступающее
на электростанцию, может меняться по составу. В этих случаях под-
держание значения RO2 постоянным при изменении 0 и R,O2MaKC не бу-
дет отвечать оптимальному режиму парогенератора. Вместе с тем со-
держание свободного кислорода в продуктах сгорания в основном за-
висит от избытка воздуха.
Поэтому эксплуатационный контроль за поддержанием необходи-
мого избытка воздуха в топке и за плотностью газоходов более пра-
вильно вести по содержанию кислорода д продуктах сгорания, для чего
применяются автоматические кислородомеры.
32
2-2. ЭНТАЛЬПИЯ ПРОДУКТОВ СГОРАНИЯ
При выполнении как конструкторского, так и поверочного расчета
парогенератора, а также при обработке результатов балансовых испы-
таний для определения тепловосприятия в отдельных газоходах необ-
ходимо вычислять энтальпию продуктов сгорания, опреде-
ляемую на 1 кг твердого и жидкого топлива или на 1 м3 газового топ-
лива по формуле:
/г=/°г+ (а—1)/°в+/.зл, (2-28)
в которой энтальпия теоретического количества продуктов сгорания
/°г, МДж/кг или МДж/м3 (а=1), при температуре О, °C,
= Vro Ко +V°n (^)n + V°h о И)н о» (2-29)
энтальпия теоретически необходимого количества воздуха /°в, МДж/кг
или МДж/м3,
/oB=V°(c^)B. (2-30)
Здесь (c&)COi, (<^)N? (с’^)нао и (^)в ~ энтальпия 1 м3 углекислоты, азота,
водяного пара и влажного воздуха.
Значения теплоемкостей этих газов и сухого воздуха приведены
в табл. 2-1.
Таблица 2-1
Средние теплоемкости воздуха и газов от 0 до 2500®С, кДж/(м3-К)
t, °C сСОа Na соа снао сс.в св
0 1,5998 1,2946 1,3059 1,4943 1,2971 1,3188
100 1,7003 1,2958 1,3176 1,5052 1,3004 1,3243
200 1,7874 1,2996 1,3352 1,5223 1,3071 1,3318
300 1,8627 1,3067 1,3561 1,5424 1,3172 1,3423
400 1,9297 1,3163 1,3775 1,5655 1,3289 1,3544
500 1,9887 1,3276 1,3980 1,5897 1,3427 1,3683
600 2,0411 1,3402 1,4168 1,6149 1,3565 1,3829
700 2,0884 1,3536 1,4344 1,6412 1,3708 1,3976
800 2,1311 1,3670 1,4499 1,6680 1,3842 1,4114
900 2,1692 1,3796 1,4645 1,6957 1,3976 1,4248
1000 2,2035 1,3917 1,4775 1,7229 1,4097 1,4373
1100 2,2349 1,4034 1,4893 1,7501 1,4214 1,4583
1200 2,2638 1,4143 1,5006 1,7769 1,4327 1,4612
1300 2,2898 1,4252 1,5106 1,8028 1,4432 1,4725
1400 2,3136 1,4348 1,5202 1,8280 1,4528 1,4830
1500 2,3354 1,4440 1,5294 1,8527 1,4620 1,4926
1600 2,3555 1,4528 1,5378 1,8761 1,4708 1,5018
1700 2,3743 1,4612 1,5462 1,8996 1,4788 1,5102
1800 2,3915 1,4687 1,5541 1,9213 1,4867 1,5177
1900 2,4074 1,4759 1,5617 1,9423 1,4939 1,5257
2000 2,4221 1,4826 1,5692 1,9628 1,5010 1,5328
2100 2,4359 1,4893 1,5759 1,9825 1,5073 1,5399
2200 2,4484 1,4951 1,5830 2,0009 1,5135 1,5462
2300 2,4602 1,5010 1,5897 2,0189 1,5194 1,5525
2400 2,4711 1,5064 1,5964 2,0365 1,5253 1,5583
2500 2,4811 1,5114 1,6027 2,0528 1,5303 1,5638
Энтальпия золы /Зл, МДж/кг,
Ар
1зл. = Лун jpg (бФ)зл
(2-31)
3-541
33
учитывается, если приведенная величина уноса золы из топки
> 1,43’/,кг/МДж. (2-32>
Ч я
В формуле:
аун — доля золы топлива, уносимая газами;
сзл— теплоемкость золы твердых топлив, включая при высоких
температурах теплоту превращения из твердого в жидкое состояние,
значения которой приведены в табл. 2-2.
Таблица 2-2
Теплоемкость золы твердых топлив [Л. 3]
t, *с 100 200 300 400 500 600 700
с3л> кДж/(кг-К) 0,7955 0,8374 0,8667 0,8918 0,9211 0,9420 0,9504
6 *С 800 900 1000 1100 1200 1300 1400
с3л> кДж/(кг-К) 0,9630 0,9797 1,0048 1,0258 1,0509 1,0969 1,1304
t, °C 1500 1600 1700 1800 1900 2000
Сзл, кДж/(кг-К) 1,1849 1,2228 1,2979 1,3398 1,3816 1,4235
Все формулы для подсчета объемов и энтальпии относятся к случаю
полного сгорания, но они с достаточной для расчетов точностью приме-
нимы также при наличии химической неполноты горения, не превы-
шающей величин, указанных в табл. 11-4, 19-4, 19-5 и 21-1.
При применении рециркуляции газов из газоходов парогенератора
в топку или газоход, расположенный до места отбора, объем продуктов
сгорания Уг.рц на всем тракте от места ввода рециркулирующих газов
до места их отбора определяют по формуле:
^Г.рц= Уг+^^г.ОТб- (233)
В формуле:
VT и Уг.отб — объем газов в данном месте тракта и в сечении отбо-
ра без учета рециркуляции, м3/кг;
г — коэффициент рециркуляции, равный:
г Урц
V г.отб
(2-34)
Урц — объем газов, отбираемых на рециркуляцию, м3/кг.
Энтальпия газов в месте возврата рециркулирующих газов после
смешения /г.рц, кДж/кг,
Л*.рЦ = •Л’4" Г/г.ОТб- (2-35)
Температура газов после смешения
А _____ ^г.рц
г'₽ц (Vc)r.pu
(2-36)
В формуле:
(Ус)г.рц= (Vc) г+г (Vc) г.отб — суммарная теплоемкость продуктов
сгорания после смешения;
34
IT и (Vc)r — энтальпия и суммарная теплоемкость газов в месте
возврата перед смешением;
/г.отб и (Йс)г.отб — то же для газов, остающихся за местом отбора.
При отборе газов из нижней части топочной камеры для сушки
топлива и возврате отработанного сушильного агента в топку объемы
и энтальпия рассчитываются без учета рециркуляции.
В полуоткрытых и двухкамерных топках с полуразомкнутой си-
стемой дылеприготовления камера сгорания рассчитывается по подсу-
шенному топливу и величине механического недожога на выходе из
нее. При этом объемы и энтальпия продуктов сгорания на 1 кг подсу-
шенного топлива можно определить, используя соответствующие вели-
чины, подсчитанные для сырого топлива с пересчетом по следующим
формулам.
Теоретический объем воздуха У°ил> м3/кг,
V- = ’/Oi^r- (2-37)
Минимальный объем продуктов сгорания УЛ-.пл» м*/кг,
(/о __ V»r 1,24ДW оо\
И г. пл 1—ДЦ7 * (2-00)
Минимальный объем водяных паров У°но, м’/кг,
Ц°но —1.24ДГ /о Qn4
и° — Нз° !_________ (2-39)
v н,о 1—ДГ 4 ’
Энтальпия газов /°г.пл, МДж/кг, МДж/м3, при коэффициенте избыт-
ка воздуха а=1
/о _ /ог—1’24AWr(ca)HgO (2-40)
/ г.пл------1 —v '
Энтальпия теоретически необходимого количества воздуха /°в.пл,
МДж/кг, МДж/м3,
^•пл = -Гг^-. (2-41)
где AW7—количество испаряемой влаги на 1 кг сырого топлива,
кг/кг.
2-3. ОСНОВНОЕ УРАВНЕНИЕ ГОРЕНИЯ
Основной качественной характеристикой процесса горения в топках
является химическая его полнота при минимальном избытке воздуха,
которому соответствует наибольшая температура горения. Поэтому при
ведении процесса горения необходимо систематически контролировать
состав продуктов сгорания и определять коэффициент избытка воздуха
и химическую неполноту горения. Для этого применяется газовый ана-
лиз, выполняемый с помощью газоанализаторов различных систем и
основанный на расчетной методике, базирующейся на основном урав-
нении горения.
Рассмотрим уравнение полного горения. Вывод этого
уравнения на основе баланса кислорода в продуктах сгорания дан
Д. М. Хзмаляном [Л. 4].
3* 35
При полном сгорании кислород, содержащийся в воздухе, подавае-
мом в качестве окислителя, расходуется на горение углерода, серы и
свободного водорода топлива с образованием углекислоты, сернистого
газа, водяного пара, а избыточная часть остается в свободном
виде, т. е.:
V° =0,21VB = VoOa4-V^Oa4-V^o4-Vo. (2-42)
В формуле:
VB и — количество воздуха, подаваемого для сжигания 1 кг топ-
лива, и количество кислорода, содержащегося в нем, м’/кг;
ysoa pH,о _ соответственно расход кислорода на образование
углекислоты, сернистого газа и на горение свободного водорода при сго-
рании i кг топлива, м’/кг;
Vo — количество свободного кислорода, м’/кг.
Согласно стехиометрическим уравнениям (2-1) и (2-2) при полном
сгорании топлива расход кислорода на горение углерода равняется
объему образующейся углекислоты, а расход кислорода на горение
серы равняется объему образующегося сернистого газа, т. е.
Поэтому расход кислорода на горение углерода и серы топлива
равняется
уСО, + ySo. = v , v = V (2-43)
Подстановкой (2-43) преобразуем уравнение (2-42) к виду:
V* = 0,21V»= VRO . (2-42а)
Азот воздуха переходит в продукты сгорания. Его количество опре-
деляют суммой теоретического и избыточного количества азота V°Na и
У“30, пренебрегая количеством азота, газифицированного из топлива, вви-
ду его малого содержания в твердых и жидких топливах (менее
1,5—1,8%). Избыточный азот вместе со свободным кислородом VOa
представляет собой избыточный воздух (а—1)Е°. Сопоставляя общий
расход воздуха по приведенным составляющим кислорода и азота с ко-
личеством сухих газов, определяемым по формуле (2-12), приходим
к выводу, что
^ = Vc.r + Vo:°. (2-44)
После подстановки (2-44) в уравнение (2-42а) получим:
0,21 (Vc.r + О = 7„Oi+С + Vo, (2-45)
Выразив все члены, входящие в уравнение (2-45), в процентах от
объема сухих газов и упростив его, получим:
vH,0
21 = RO2 -ф- О2 + 79 . (2-46)
36
Выразив объем сухих газов через объем трехатомных газов Vc.r =
= К перепишем уравнение (2-46) в виде так называемого урав-
нения полного горения:
21 = RO2 + O2 + pRO2, (2-47)'
в котором через 0 обозначено
т/НаО т/НаО
в = 0,79 = 0,79 . (2-48)
Vro,
Подставив в (2-48) согласно уравнению (2-3) значение для 7^° счи-
тая при этом, что часть водорода окислена за счет кислорода топлива,
и значение для VROj по (2-7), выражение для р можно представить через
элементарный состав топлива в виде:
р = 2,35 .. (2-48а)
СР-р 0,375о"ор+к
Физический смысл коэффициента 0 (2-48) заключается в том, что
он показывает отношение расхода кислорода воздуха на окисление
свободного водорода топлива (т. е. водорода топлива, за исключением
его части, связанной с кислородом топлива) 0,01 (Нр—0,126Ор) к рас-
ходу кислорода на образование трехатомных газов.
По известному процентному содержанию О2 в продуктах сгорания
и коэффициенту 0, пользуясь уравнением (2-47), можно определить
процентное содержание трехатомных газов:
(2-я
При О2—0, т. е. при а—1, содержание RO2 достигает своей макси-
мальной величины
ко“акс = ттг- ' (2‘5°!
Если бы горючими составляющими топлива были углерод и сера,
а кислород и водород в нем отсутствовали или водорода содержалось
столько, что он мог окисляться за счет кислорода топлива, то при
полном сгорании топлива с теоретически необходимым количеством
воздуха содержание трехатомных газов составляло бы 21%, так как
в этом случае в (2-50) согласно (2-48а) 0 = 0.
В твердых и жидких топливах обычно кислорода содержится мень-
ше, чем требуется для полного окисления водорода, в связи с этим
при сжигании часть кислорода воздуха будет израсходована на окис-
ление свободного водорода 0,01 (Нр—0,126Ор) топлива. Поэтому содер-
жание RO2 в сухих газах будет менее 21% и может быть определено
по (2-49).
Как видно из выражений (2-48а) и (2-49), коэффициент 0 и вели-
чина RO2 зависят только от элементарного химического состава топли-
ва и поэтому являются важными характеристиками топлива. Значения
Р и RO2MaKC для некоторых топлив приведены в табл. 2-3.
37
Таблица 2-3
Коэффициент р и величина RO^0 для некоторых топлив
Топливо Р0Макс Топливо рдмакс
Дрова 0,035 20,3 спекающиеся 0,115 18,8
Торф 0,073 19,6 тощие 0,108 19,0
Сланец кашпирский 0,21 17,4 антрациты 0,044 20,1
Подмосковный уголь 0,088 19,3 Кузнецкие угли:
Уральские угли: кемеровский 0,119 18,7
челябинский 0,09 19,1 прокопьевский 0,115 18,9
кизеловский 0,145 18,3 ленинский 0,143 18,3
егоршинский 0,080 19,5 араличевский 0,095 19,2
Донецкие угли: Мазут 0,3 16,1
длиннопламенные 0,123 18,7 Метан 0,79 11,7
паровичные 0,129 18,6 Саратовский природный газ 0,78 11,8
2-4. УРАВНЕНИЕ НЕПОЛНОГО ГОРЕНИЯ
В недостаточно совершенных топочных устройствах или при нена-
лаженном режиме работы топки вследствие местного недостатка воз-
духа или неблагоприятных тепловых и аэродинамических условий часть
горючих топлива не окисляется до конечных продуктов, а образуются
продукты неполного сгорания СО, Н2, СН4 и др. Наиболее ве-
роятным продуктом неполного горения является окись углерода, обра-
зующаяся одновременно с СО2 и менее активно реагирующая с кисло-
родом по сравнению с водородсодержащими газами. Содержание СО
в продуктах сгорания обычно выражается долями процента, что нахо-
дится в пределах точности газового анализа, применяемого в эксплуа-
тационных условиях, хотя дает значительный недожог топлива. Поэто-
му для определения содержания СО с достаточной точностью
производится лабораторный анализ с помощью хромографического
газоанализатора. В этих целях может быть использован также расчет-
ный метод. В последнем случае в основу расчета принимается уравне-
ние неполного горения.
При неполном горении за счет наличия лишь СО уравнение балан-
са кислорода в процессе горения можно записать, как предложено
в [Л. 4]:
0,21V, = V?4-y!Q,+V?+Vjo+yo. (2-51)
Согласно стехиометрическому уравнению на образование СО кис-
лорода затрачивается в количестве:
C = °.5Vco- (2-52)
Согласно (2-43) образование сухих трехатомных газов происходит
без изменения общего объема реагирующих веществ, а объем образую-
щегося СО согласно (2-52) вдвое превышает объем затрачиваемого
кислорода. Учитывая также расход килорода на образование водяного
пара, можно написать следующее соотношение между объемом пода-
ваемого для горения воздуха и объемом сухих газов:
V, = Vc.r - 0,5VTO + V*0. (2-53)
38
Подставив в уравнение (2-51) выражение (2-43), (2-52) и (2-53),
получим:
0,21 (Ус.г - 0,5Vco+V«-° ) = VROi +0,51/^+^ +VO>. (2-54)
Выразив объемы трехатомных газов и СО через общий объем су-
хих газов, можно уравнение (2-54) после приведения подобных членов
написать в следующем виде:
уНаО
21=RO, + 0,605CO + Os + 79-^-. (2-55)
Учитывая, что в уравнении (2-55) объем сухих газов равен:
Vc.r = ГстУГсоЛ° 100’ (2‘56)
получаем уравнение неполного горения:
21 = RO2 + 0,605СО + О2 + р (RO2 + СО),
которое в окончательном виде записывается:
21 = RO2 + O2 + PRO2+(0,605+р) СО, (2-57)
где
т/НаО
^0,79-—°- (2-58)
1 ROa+ ИСО
Согласно стехиометрическим уравнениям на образование 1 м3 СОг,
так же как и на образование 1 м3 СО, расходуется 0,54 кг углерода и
поэтому суммарный объем углекислоты и окиси углерода получается
равным
V 4- V = 1 866 СР
vCOan СО 100 ,
а объем сернистого газа составляет:
V ____ П 7 $Рор+к
Ksoa — юо *
Поэтому суммарный объем трехатомных газов и окиси углерода
в (2-58) может быть подсчитан следующим образом:
^о, + <СР + 0,375S%p+K). (2-59)
Подстановка выражения (2-59) и значения Vq’° согласно (2-3) в вы-
ражение (2-58) вновь дает для формулу (2-48а).
Уравнение неполного горения (2-57) используется для расчетного
определения содержания окиси углерода СО, %, в продуктах сгорания
ргч__21 — ₽RO2 — (RO2 + О2) /п сл\
0,605 + 0 ’ (2-DU)
по известному составу сжигаемого топлива, необходимого для опреде-
ления р, и данным анализа газов на RO2 и О2, который производится
сравнительно просто и достаточно точно.
При неполном горении, когда наряду с СО2 в продуктах сгорания
присутствуют СО, Н2 и СН4, за избыточный кислород следует считать
его количество без кислорода, необходимого для полного дожигания
39
продуктов неполного горения. В этом случае формула (2-23) принима-
ет. вид:
а = 79 О2 —0,5(СО+Н2) — 2СН4 ’ (2’61)
1— 21 N2
Пренебрегая небольшим содержанием азота в твердых и жидких
топливах, процентное содержание азота в формуле (2-61) можно пред-
ставить:
N2=100—(CO2 + SO2 + O2 + CO). (2-62)
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПАРОГЕНЕРАТОРА
3-1. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС И ТЕПЛОВЫЕ ПОТЕРИ
В топочной камере парогенератора химическая энергия топлива
в процессе горения преобразуется в физическое тепло нагретых про-
дуктов сгорания. Кроме того, в парогенераторе используется физическое
тепло топлива, а в некоторых случаях и тепло внешних источников, рас-
ходуемое на подогрев воздуха, необходимого для горения. Это тепло
в парогенераторе воспринимается поверхностями нагрева и использует-
ся на нагрев воды до температуры кипения, ее испарение и перегрев
первичного и вторичного пара и частично расходуется на тепловые поте-
ри, сопутствующие работе установки.
При сжигании топлива в парогенераторах, так же как и в других
топливосжигающих устройствах, выделяющееся тепло соответствует
низшей теплоте сгорания, так как водяные пары в продуктах сгорания
не конденсируются. Поэтому общее располагаемое для использования
тепло Qpp, МДж/кг, на 1 кг твердого или жидкого топлива составляет:
QPp ~ QPIlH~ Qb.Bh + ^ТЛ Q(J) Qk, (3- 1)
а на 1 м3 газового топлива
Qpp = Qch + фв.вн+^'тл- (3-2)
В формулах (3-1) и (3-2):
QpH и Qch — низшая теплота сгорания рабочей массы твердого и
жидкого топлива и сухой массы газового топлива, МДж/м3;
Qb.bh=₽,[ (/°хв)'—/°в]—тепло, внесенное воздухом, подогретым вне
парогенератора;
0' — отношение количества воздуха на входе в парогенератор
к теоретически необходимому;
(/%)' и /°х.в — энтальпия теоретически необходимого количества воз-
духа на входе в парогенератор и холодного воздуха;
/тл— физическое тепло топлива;
Фф = 0ф(/ф—2,5)—-тепло, вносимое паром, распиливающим мазут;
Оф и /ф — расход и энтальпия распиливающего пара, кг/кг и
МДж/кг;
QK=40,6- Ю_^(СО2)рк — тепло, расходуемое на разложение карбо-
натов при сжигании сланцев;
(СО2)рк — содержание углекислоты карбонатов в рабочей массе
сланцев, %.
40
Коэффициент разложения карбонатов принимается при слоевом
сжигании сланцев равным k = Q,7, а при камерном k=l.
Физическое тепло топлива
Дл = Стл^тл, МДж/кг, кДж/м3. (3’3)
В формуле:
стл— теплоемкость топлива, МДж/(кг-°C) или МДж/(м3-°C);
Дл— температура топлива, °C.
Теплоемкость рабочей массы твердого топлива
о WP , „ 100 —IFP п ,о „
с тл —..юо с тл Гоб ’ МДЖ/(КГ- Q’ (3-4)
где сстл— теплоемкость сухой массы твердого топлива, принимается
по данным табл. 3-1 [Л. 3].
Таблица 3-f
Теплоемкость сухой массы топлива, кДж/(кг °С)
Топливо Температура, °C
0 100 200 300 400
Антрацит и тощие
угли 0,9209 0,9630 1,0467 1,1304 1,1723
Каменный уголь . . . 0,9630 1,0886 1,2560 1,4235 —
Бурый уголь .... 1,0886 1,2560 1,4654 — —
Сланцы 1,0467 1,1304 1,2979 — —
Фрезерный торф . . • 1,2979 1,5073 1,8003 — —
Теплоемкость мазута стл, кДж/кг, определяется по формуле
стл = 0,415+ 0,0006/, (3-5)
где t — температура мазута.
Теплоемкость газового топлива, отнесенная к 1 м3 сухого газа,
Сг.тл, кДж/(м3-°С) определяется по формуле:
£r.™ = 0,01 (сНз Н2 Д-ссоСО Д- ссн СН4 Д-£СОа СО2 Д-...) Д-
Д-0,00124сН2О£1г.тл. (3-6)
В формуле:
с„ , с^, , с„ с — соответственно теплоемкости водорода,
окиси углерода, метана, углекислого газа и водяного пара,
кДж/ (м3- °C);
Нг, СО, СН4, СОг — процентное содержание водорода, окиси угле-
рода, метана, углекислого газа в 1 м3 сухого газового топлива, %;
^г.тл — содержание влаги в расчете на 1 м3 сухого газового топли-
ва, г/м3.
Значения теплоемкостей негорючих составляющих газов приведены
в табл. 2-1, а горючих газов — в [Л. 3].
Полное количество полезно использованного тепла Qnr, МВт, в па-
рогенераторе составляет:
Qnr — 7)Пе(/пе /п.в) + 2Z?bt (/ вт—/ вт) +
+ Дн.п(/н.п—/п.в) +^пр(Дип—/п.в) + Qot-
(3-7)
41
В формуле:
One — производительность парогенератора (расход первичного
пара), кг/с;
Овт — расход вторичного пара, кг/с;
Он.п — расход насыщенного пара на сторону, кг/с;
Одр — расход продувочной воды, кг/с;
Овт — расход пара через вторичный пароперегреватель, кг/с (при
более чем одном промежуточном перегреве тепловосприятия промпе-
регревателей нужно суммировать);
4е, i'bt и г"вт, /н.п, /пр и 1п.в — энтальпии перегретого пара у главной
парозапорной задвижки, на входе и выходе из промежуточного паро-
перегревателя, насыщенного пара (определяемая по давлению в бара-
бане парогенератора), продувочной воды (подсчитываемой по давлению
в барабане, а при прямоточных сепарационных парогенераторах — по
давлению в сепараторе), питательной воды, МДж/кг;
Qot — тепловосприятие воды или воздуха, подогреваемых в паро-
генераторе и отдаваемых на сторону, МВт.
Рис. 3-1. К тепловому балансу парогенератора.
Распределение тепла, вносимого в парогенератор, на используемое
тепло и на отдельные потери называется тепловым балансом
парогенератора.
При составлении теплового баланса для парогенератора в целом
(рис. 3-1) тепло, воспринятое воздухом в воздухоподогревателе и вне-
сенное в топку, представляет собой внутреннюю рециркуляцию между
воздушным подогревателем и топочной камерой и при выбранной си-
стеме расчета не должно вноситься ни в располагаемое, ни в исполь-
зуемое количество тепла. Полезно используемым является тепло, вос-
принятое экранными поверхностями, расположенными в топке, и
конвективными поверхностями, расположенными в газоходах: паропе-
регревателе и водяном экономайзере. Тепло холодного воздуха и присо-
сов в величину располагаемого тепла условно не вносят, учитывая его
соответственным уменьшением потерь с уходящими газами.
Продукты сгорания, пройдя весь парогенератор, при коэффициенте
избытка воздуха ctyx и температуре газов Фух через дымовую трубу
выбрасываются в атмосферу.
При установившемся тепловом режиме работы парогенератора
уравнение теплового баланса записывается в виде
Qpp = +Q2+фз++Qs+Qo- (3-8)
Если располагаемое тепло принять за 100%, то
100=<71 + <72+<7з+<74+*7з+<7в- (3-9)
42
В уравнениях (3-8) и (3-9):
<71 = 100 = 100 — полезно использованное тепло,°/0;
В — расход топлива, кг/с;
Q2 и <72, Q3 и <7з, Qt и <74, Qs и <75, Qe и <7в — соответственно потери
тепла с уходящими газами, от химической и механической неполноты
сгорания топлива, от наружного охлаждения парогенератора и потери
с физическим теплом шлаков и на охлаждение панелей, не включенных
в циркуляцию парогенератора, МДж/кг или МДж/м3, и %.
Из тепловых потерь наибольшими являются потери с уходя-
щими г а з а м и <72, %,
?,= (ЮО-7.), (3-10)
'’С Р
где 7ух — энтальпия уходящих газов при соответствующих избытке воз-
духа ctyx и температуре Фух.
Потери тепла с уходящими газами обычно составляют 5—8% рас-
полагаемого тепла.
При разомкнутой схеме пылеприготовления и сушке топлива га-
зами, отбираемыми за промежуточной поверхностью нагрева, потеря
тепла <72, °/о, определяемая при расчете парогенератора на подсушен-
ном топливе, составляет:
'W+(|-0/y»-‘’)»/,«j.(100_oA (3-11)
уРр
где г и /Отб — доля отбираемых на сушку газов и их энтальпия.
В связи с тем, что значения энтальпии даны на 1 кг топлива,
в формулы (3-10) и (3-11) включен сомножитель (100—<74), учитываю-
щий механический недожог и выражающий процент сгоревшего
топлива.
С понижением температуры уходящих газов на 12—15°С потери
тепла уменьшаются примерно на 1%. Поэтому желательно иметь воз-
можно низкую температуру уходящих газов, рационально допустимую
с точки зрения развития дополнительных поверхностей нагрева. С уве-
личением ат и присосов воздуха в газоходы парогенератора объем и
температура газов возрастают, что приводит к увеличению <72.
Потери тепла от химической неполноты сгора-
ния Q3, МДж/кг, МДж/м3, когда в составе продуктов сгорания содер-
жатся СО, Н2, СН4, подсчитываются по уравнению:
Q3 = ^coQco “Ь^н» Qh, + ^сн* ^сн/ (3-12)
В уравнении:
Vco ’»^сн4 ~ объемы СО, Н2 и СН4, м*/кг или м*/м’;
Qco, Фн2» ^сн4 — теплота сгорания СО, Н2, СН4, МДж/м*.
В связанном состоянии в 1 м3 СО или СН4 находится 0,54 кг угле-
рода, т. е. столько же, сколько расходуется его на образование 1 м3'
СОг. Поэтому суммарный объем СО2, SO2, СО и СН4 также определя-
ется по формуле (2-7), а объем сухих газов при неполном горении
составляет:
v _ 1,866(Cp + 0,375SPoP+k)
с-г“ ro2 + co + ch4
(3-13)
43;
Выразив в уравнении (3-12) объемы отдельных продуктов сгорания
через объем сухих газов, определенный по (3-13), и учитывая значения
теплот сгорания продуктов неполного сгорания согласно табл. 1-4, по-
лучим:
о __ (CP + °.375Spop+K) (0.236СО-f~ 0»202Н2-р 0,668СН4) 100 — ?4 . ,о 1ДЧ
*3— СО2 + SO2 + СО + СН4 100 ’
<7, = ^-100. (3-15)
Небольшая часть топлива не выгорает и выпадает в холодную во-
ронку или уносится из топки продуктами сгорания. Тепло, которое мо-
жет быть получено при дожигании этой части топлива, составляет п о-
терю тепла от механической неполноты сгорания.
По количеству недогоревшего топлива в шлаке и провале и в уносе
можно определить потери тепла от механической неполноты сгорания,
f4, %, как
а Q* 1QQ ((J _ ^шл + пр I п 7"ун А 32’7^р /Q
QPp 1UU— кйшл + пр 100-Гшл+пр +йун 100-Гун; QPp •
В формуле:
^шл+пр и аун — доли золы топлива в шлаке и провале и в уносе;
Лпл+пр и Гун — содержание горючих в шлаке и провале и в уно-
«е, %;
32,7 — теплота сгорания горючих в шлаке и провале и в уносе,
МДж/кг.
Потери тепла от химической и механической не-
полноты сгорания <7з+^4 зависят от вида сжигаемого топлива, от
коэффициента избытка воздуха, от способа сжигания и совершенства
организации топочного процесса. Вследствие недостаточно совершенной
организации сжигания в топочном объеме агрегатов со слоевым сжига-
нием в них <?з больше, чем в камерных топках. В камерных топках при
сжигании твердых топлив дз не превышает 0,5%. При сжигании жидких
и газообразных топлив q3 может достигать 1—1,5% и более, особенно
при сжигании низкокалорийных газов.
Для камерных топок при сжигании твердых топлив в основном
связано с уносом несгоревших частиц топлива продуктами сгорания и
заходится в пределах 0—5%, причем верхний предел относится к сжи-
ганию низкореакционных топлив с малым выходом летучих, а именно
к антрацитовому штыбу и полуантрацитам. При углях с большим вы-
ходом летучих механическая неполнота сгорания меньше и составляет
0,5—1,5%. Вследствие интенсификации процесса горения при сжигании
топлив в топках с жидким шлакоудалением механический недожог сни-
жается по сравнению с величиной д4 в топках с гранулированным шла-
коудалением.
Потери тепла в окружающую среду <?5 зависят от раз-
мера и температуры наружной поверхности парогенератора и темпера-
туры окружающего воздуха. Поверхность охлаждения, приходящаяся
на единицу мощности парогенератора, уменьшается с увеличением его
паропроизводительности. Поэтому тем больше, чем меньше произво-
дительность агрегата. На основе обобщения опыта работы большого
количества парогенераторов получены значения потерь тепла от наруж-
ного охлаждения в зависимости от их паропроизводительности. Так,
например, для агрегата паропроизводительностью 55 кг/с q$ составляет
44
0,5%; для ПО кг/с—0,4%, а для 250 кг/с и более — 0,2%. Для упро-
щения в тепловых расчетах принимают, что потери тепла от наружного
охлаждения распределяются между отдельными газоходами пропорцио-
нально воспринимаемому теплу в каждом из них. Поэтому при опре-
делении количества тепла, воспринимаемого поверхностями нагрева, q$
учитывается введением коэффициента сохранения тепла
Ч>=1------5—. (3-17)
"^ПГ 4“ Q 5
Потери с физическим теплом шлака <76)шл, %,
^ШЛ-4РСшЛ^ШЛ /О 1О\
<7в,шл =---. (3-18)
В формуле:
^шл и Сщл — температура и теплоемкость шлаков;
Яшл — доля золы топлива в шлаке.
При твердом шлакоудалении температура шлаков достигает 600—
700°С, при жидком температура шлаков превышает температуру нача-
ла жидкоплавкого состояния золы примерно на 100°С.
Потеря тепла на охлаждение панелей и балок <7б,охл, %, не вклю-
ченных в циркуляционную схему парогенератора,
?.,охл= 424/,,л 100, (3-19)
Чпг
где /7охл — лучевоспринимающая поверхность панелей, обращенных
в топку.
3-2. КОЭФФИЦИЕНТ ПОЛЕЗНОГО ДЕЙСТВИЯ ПАРОГЕНЕРАТОРА
И РАСХОД ТОПЛИВА
Отношение количества использованного тепла к располагаемому
характеризует эффективность использования топлива и называется
коэффициентом полезного действия парогенератора
брутто jb6J,°/0:
О* = 4^’00- (3-201
Наряду с определением к. п. д. по прямому балансу по формуле
(3-20) к. п. д. парогенератора т^, %, определяют и по обратному ба-
лансу из уравнения (3-9)
ЮО — -J- q> 4- q* q& -ф-<?<»)• (3-21).
В современных парогенераторах расход топлива достигает больших
величин и его определение связано с большими трудностями и погреш-
ностями; кроме того, погрешность при определении теплоты сгорания
может быть более 1—2%. Определение же тепловых потерь возможно
с гораздо большей точностью. Поэтому основным методом определения
к. п. д. парогенератора является метод обратного баланса.
При определении эффективности использования топлива следует
учитывать также расход электроэнергии и тепла на собственные нуж-
ды. В связи с этим введено понятие к. п. д. парогенератора нетто
Гпг,°/о-
С = ч* (3-22)
45
В уравнении qc.n — суммарный расход тепла на собственные нужды
парогенератора: на выработку электроэнергии для привода агрегатов,
обслуживающих его работу, на обдувку (в виде пара), потери тепла
с продувочной водой, с паром для распыления мазута, в процентах от
величины располагаемого тепла.
Из выражения для к. п. д. (3-20) можно определить часовой р а с-
ход топлива на парогенератор В, кг/с:
В = -100. (3-23>
Во всех расчетах по материальному балансу процесса горения и
теплообмену в парогенераторе, проводимых по общему расходу топли-
ва, должно быть учтено, что часть его теряется с механическим недо-
жогом. В связи с этим для упрощения указанных расчетов введена
понятие расчетного расхода топлива, уменьшенного по сравнению с об-
щим на величину, соответствующую потерям тепла с механическим
недожогом. Расчетный расход топлива Вр, кг/с, определяется по соот-
ношению:
в’=в(1--$г
(3-24>
II. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ТЕОРИИ ГОРЕНИЯ
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
ХИМИЧЕСКОЕ РАВНОВЕСИЕ РЕАКЦИЙ ГОРЕНИЯ
4-1. ХИМИЧЕСКОЕ РАВНОВЕСИЕ И ЗАКОН ДЕЙСТВУЮЩИХ МАСС
Опыты показывают, что химические реакции никогда не происходят
до полного превращения исходных веществ, а обычно протекают лишь
до определенного предела и затем как бы останавливаются. В этот
момент наряду с продуктами реакции в системе присутствует некото-
рое количество начальных и промежуточных веществ, что объясняется
одновременным протеканием реакции в двух противоположных направ-
лениях: как в сторону образования конечных продуктов, так и в сторо-
ну образования исходных веществ в результате реагирования конечных
продуктов.
Протекание реакции в двух противоположных направлениях назы-
вается химической обратимостью и записывается стехиомет-
рическим уравнением в виде
аА + [ЗВ ^у М + 6N. (4-1)
В уравнении:
А, В, М, N — химические символы реагирующих веществ;
а, р, у, 6 — стехиометрические коэффициенты.
Верхняя стрелка указывает на образование из исходных веществ
конечных продуктов М и N, а нижняя — на протекание реакции в сто-
рону образования исходных веществ А и В.
По мере протекания процесса вследствие уменьшения количества
исходных веществ прямая реакция идет все медленнее, скорость же
обратной реакции увеличивается, так как продукты прямой реакции все
прибывают. Наконец, при определенной температуре наступает такой
момент, когда скорости прямой и обратной реакций уравновешиваются,
количество веществ в системе с течением времени остается неизменным
и кажется, что реакция остановилась. В таком случае говорят о наступ-
лении химического равновесия, при котором в одно и то же время об-
разуется столько продуктов, сколько их распадается.
С кинетической точки зрения химическое равновесие не означает
наступление полного покоя, наоборот, реакции непрерывно идут, но
с одинаковыми скоростями в обе стороны.
Скорость протекания химических реакций и положение равновесия
зависит от химической природы реагирующих веществ, концентраций
реагирующих веществ, физических условий, т. е. температуры, давле-
ния, объема.
Наступление химического равновесия данной реакции при постоян-
ных температуре и давлении зависит от концентраций реагирующих
веществ. Эта зависимость определяется на основе закона действующих
масс.
47
В условиях промышленного сжигания топлив обычно состояние
равновесия не наступает, так как для этого необходим промежуток
времени на один-два порядка больше, чем время реагирования в топоч-
ной камере. Однако в системе всегда имеется стремление к химическо-
му реагированию в направлении равновесного состояния, что изменяет
состав смеси по сравнению со случаем полного горения. Поэтому важ-
ное значение имеют закономерности наступления динамического равно-
весия и методы расчета состава равновесной смеси.
На основе кинетических представлений о ходе химических реакций
был выведен закон действующих масс, который гласит: водно-
родной среде при постоянной температуре скорость реакции пропор-
циональна произведению концентраций реагирующих веществ.
Для протекания реакций в газовой смеси прежде всего необходимо,
чтобы произошло столкновение между молекулами реагирующих ве-
ществ. Число таких столкновений тем больше, чем больше количество
молекул в единице объема, т. е. чем больше концентрации реагирующих
веществ. Поэтому при прочих равных условиях скорость химической
реакции пропорциональна концентрациям реагирующих веществ.
Рассмотрим обратимую гомогенную реакцию (4-1), идущую при
/—const.
Согласно закону действующих масс скорость прямой реакции в лю-
бой момент времени выражается уравнением
Ц7, = *:,ѓђ. (4-2)
Так как реакция химически обратима, то конечные продукты М
и N реагируют, образуя исходные вещества А и В. Скорость обратной
реакции зависит от концентрации веществ М и N и равняется:
W2 = k2C^. (4-3)
В уравнениях (4-2) и (4-3):
С а, Св, См, Cn — текущие концентрации реагирующих веществ,
моль/м3;
ki и kz — коэффициенты пропорциональности, зависящие от темпе-
ратуры и от химической природы реагирующих веществ, называемые
константами скорости прямой и обратной реакций.
Результирующая скорость, равная разности скоростей прямой и об-
ратной реакции, в ходе превращения уменьшается и, наконец, стано-
вится равной нулю, когда скорость обратной реакции становится рав-
ной скорости прямой, и тогда в одно и то же время образуется столько
продуктов реакции, сколько их распадается, т. е. наступает состояние
равновесия.
Поэтому при равновесии
^1=^2
или
h С* — b Г7 съ
причем значения концентраций реагирующих веществ относятся к мо-
менту равновесия, откуда
Сасв
A D «2 ____ ts
f Т /-s ki с-
(4-4)
Так как константы скорости ki прямой и k2 обратной реакции при
данной температуре являются постоянными величинами, то и констан-
48
та равновесия Кс при определенной температуре также является по-
стоянной величиной, характерной для данной реакции.
Уравнение (4-4) представляет собой математическое выражение-
закона действующих масс.
Следовательно, при заданной температуре равновесие в рассматри-
ваемой реакции наступает при определенном соотношении концентра-
ций реагирующих веществ, поэтому величина К с не зависит от началь-
ных концентраций реагирующих веществ. Зная величину константы
равновесия, можно определить состав равновесной смеси при данной
температуре.
Таким образом, химическое равновесие представляется как дина-
мическое, при котором прямая и обратная реакции протекают с одина-
ковой скоростью, а константа равновесия есть отношение констант ско-
ростей этих реакций.
При постоянной температуре парциальные давления газов в смеси
пропорциональны их концентрациям, поэтому константу равновесия
можно выразить также через парциальные давления газов в смеси:
КР
а 8
РаРв
РмРм
(4-5)
Для газовых реакций удобнее применять константу равновесия Кр.
Соотношения между Кс и КР можно определить следующим обра-
зом. Из уравнения состояния для каждого газа, входящего в смесь:
PiV=riiRT (4-6)
получаем:
Pi~ RT=CiRT. (4-7)
В уравнении Ci — молярная концентрация какого-либо компонента
смеси, моль/м3:
В формулах (4-6), (4-7) и (4-8):
pi — парциальное давление газа в смеси;
V — общий объем смеси;
Пг — число молей рассматриваемого газа в объеме V;
R— универсальная газовая постоянная.
Выразив молярные концентрации реагирующих веществ в уравне-
нии (4-4) через их парциальные давления согласно (4-8), получим:
КС = КР(КГ^", (4-9>
где Ан=у + 6—а—0 — изменение числа молей газов в результате ре-
акции.
Из уравнения (4-9) видно, что константы равновесия Кс и Кр рав-
ны друг другу только для реакций, идущих без изменения числа молей
(Дп=0).
В ряде случаев более удобно пользоваться относительными моляр-
ными или объемными концентрациями, так как в экспериментальных
исследованиях обычно определяется объемный процентный состав
газов.
4—541 491
Относительная молярная концентрация некоторого газа в смеси
С, = г-^-- (4-10)
Число молей газов z в единице объема смеси можно определить
из уравнения состояния pV—nRT,
(4 11)
z v RT ’ k '
где п — число молей газов в объеме V.
Подстановка соотношений (4-8) и (4-11) в выражение (4-10) дает:
C,^f. (4-12)
Переходя в уравнении (4-4) к относительным концентрациям де-
лением молярных концентраций на z с учетом (4-12), получаем:
К = -^r = KpPin. (4-9а)
С CMCN
В формуле
__ Q — С — с
С. = ——; С,, = ——; См = —и С., относительные объем-
А z г В Z ' М z N j z
ные равновесные концентрации реагирующих веществ.
Следовательно, константа равновесия, выраженная через величины
относительных объемных концентраций, зависит не только от темпера-
туры, но и от давления. Зависимость от давления отсутствует только
в случае, когда Дп=0. Если Дп<0, с увеличением давления Кс умень-
шается, т. е. уменьшаются равновесные концентрации исходных ве-
ществ и увеличиваются концентрации продуктов реакции, диссоциация
ослабевает.
Если в газовой смеси может происходить несколько различных
реакций, то закон действующих масс надо применить к каждой реак-
ции в отдельности.
Так, например, в смеси газов Н2, О2, СО, СО2 и Н2О могут проис-
ходить реакции:
2Н2+О2^2Н2О и 2СО + О2^2СО2.
Состояние равновесия в этой смеси может быть определено совме-
стным решением уравнений закона действующих масс, написанных для
двух указанных реакций:
v PsHa Ро3 v Р*со Ро,
Кв — ~7Г--- и = —т----------
Л Р2н,о А Р2соа
Строго говоря, область применения закона действующих масс огра-
ничивается идеальными газами. Для реальных процессов все выводы,
сделанные из закона действующих масс и постоянства констант равно-
весия, носят приближенный характер. Однако с достаточной для прак-
тики точностью, предполагая газы идеальными, закон действующих
масс и все выводы, вытекающие из него применяют и для реальных
процессов.
Рассмотрим теперь зависимость скорости реакции от концентраций
реагирующих веществ для гетерогенных систем.
50
Для процессов горения важное значение имеют гетерогенные ре-
акции в системах, в которых реагирующие вещества находятся в твер-
дой и газообразной фазах, а также в жидкой и газообразной.
Известно, что каждое жидкое вещество при данной температуре
обладает определенной упругостью пара, которая увеличивается с рос-
том температуры. Поэтому парциальное давление насыщенного пара,
каждого жидкого вещества в газообразной фазе гетерогенной системы
при постоянной температуре является постоянной величиной. Пониже-
ние парциального давления пара жидкого вещества при неизменной
температуре вызовет испарение, в результате чего парциальное давле-
ние увеличится и может возрасти до величины давления насыщения.
Наоборот, повышение парциального давления вызовет конденса-
цию, которая приводит к понижению давления также до давления на-
сыщения при данной температуре.
Химические реакции в гетерогенной системе, состоящей из жидкого-
вещества и газов, протекают в газовой фазе между насыщенным паром
жидкого вещества и газами. В результате этого в системе наступает
равновесие в газовой фазе, которое следует всем законам гомогенных
газовых реакций. Следовательно, в случае гетерогенной системы, со-
стоящей из газообразных и жидких веществ, закон действующих масс
следует применять к гомогенной фазе, при этом не следует учитывать
парциальное давление паров присутствующих жидких веществ, так как
они сохраняют постоянное значение.
Реакция между твердым телом и газом может произойти при столк-
новении молекул реагирующего газа с поверхностью тела. Число столк-
новений молекул газа с единицей поверхности зависит от плотности
газа. Соответственно этому и скорость реакции, отнесенная к 1 см2
поверхности твердого вещества, будет пропорциональна только парци-
альному давлению газа.
Таким образом, закон действующих масс применим и к гетероген-
ным реакциям, но в этих случаях следует учитывать парциальные дав-
ления веществ, имеющихся только лишь в газовой фазе. Парциальные
давления паров присутствующих твердых и жидких веществ не входят
в выражение закона действующих масс.
4-2. ЗАВИСИМОСТЬ ХИМИЧЕСКИХ РАВНОВЕСИЙ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
По величине константы равновесия можно определить состав рав-
новесной смеси при данной температуре. При изменении температуры
равновесие смещается в ту или другую сторону в зависимости от знака
и величины теплового эффекта.
Чтобы определить состав равновесной смеси при различных тем-
пературах, необходимо знать зависимость константы
весия от температуры. Эта зависимость при V=const
ется уравнением:
d In Кс q0
dT “ RT* ’
называемым изохорой реакции, а для реакций, протекающих
=const, — уравнением
dlnKp _ Qp
dT ~ RT* ’
называемым изобарой реакции.
4* 51;
равно-
выража-
(4-13>
при р =
(4-14>
Из уравнений (4-13) и (4-14) следует, что:
1) если Q>0, то с ростом температуры Кс и Лр увеличиваются.
Так как рост константы равновесия означает увеличение количест-
ва исходных веществ и соответственное уменьшение продуктов реакции,
то с ростом температуры степень диссоциации увеличивается, равнове-
сие сдвигается в сторону исходных веществ.
Отсюда следует важный вывод о том, что для более полного про-
текания экзотермических реакций благоприятны сравнительно невысо-
кие температуры;
2) если Q<0, то с возрастанием температуры константа равновесия
уменьшается, диссоциация падает, равновесие сдвигается в сторону об-
разования конечных веществ. Поэтому в эндотермических реакция^ вы-
сокие температуры благоприятствуют более полному их протеканию.
Следует отметить, что здесь рассматривалось смещение уже насту-
пивших химических равновесий при изменении температуры, а не влия-
ние температуры на скорость реакции. Скорость же реакции с повыше-
нием температуры резко увеличивается.
4-3. ПРОТЕКАНИЕ И ПОДВИЖНОСТЬ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
Каждая обратимая реакция протекает до определенного предела,
зависящего от температуры, давления и соотношения концентраций
реагирующих веществ. Но если на систему, находящуюся в химическом
равновесии, воздействовать извне, изменив температуру, давление или
концентрацию реагирующих веществ, то система выйдет из состояния
равновесия и в ней произойдут процессы до наступления нового поло-
жения равновесия.
Предел равновесия реакций горения обычно сдвинут в сторону про-
дуктов горения. Часто равновесие оказывается настолько сильно сдви-
нутым, что реакцию считают практически необратимой. Однако при не-
которых физических условиях равновесие реакций горения наступает
при значительном содержании в смеси исходных веществ, т. е. горюче-
го и окислителя. Поэтому в зависимости от условий протекания процесса
горения в реакцию может вступить большая или меньшая доля исход-
ных веществ. Для полного использования химической энергии топлива
необходимо реакции горения доводить практически до конца. В усло-
виях промышленного сжигания топлива равновесие достигается редко
ввиду малого времени, предоставляемого для протекания реакций го-
рения. Однако направление изменения равновесия и положения равно-
весия имеют большое значение.
Направление изменения равновесия можно предсказать, пользуясь
принципом Ле-Шателье, который гласит: если на систему, находящуюся
в химическом равновесии, воздействовать извне, то в ней (возникнут
самопроизвольные процессы, стремящиеся ослабить это воздействие.
Из этого принципа следует, что если реакция идет с выделением
тепла, то при нагревании равновесной системы реакция пойдет в обрат-
ном направлении, в ней произойдет процесс с поглощением тепла, кото-
рый понизит температуру системы. У эндотермических реакций, наобо-
рот, при повышении температуры вырсод конечных продуктов увеличи-
вается. Увеличение концентрации какого-либо компонента сдвигает рав-
новесие так, что в системе происходит процесс, при котором уменьша-
ется концентрация этого вещества.
Если из системы какой-либо продукт выводится, то при этом рав-
новесие сдвинется в сторону увеличения его концентрации. Примени-
•52
тельно к процессу горения, протекающему в потоке, это означает, что
непрерывный отвод продуктов сгорания способствует более полному
протеканию реакций горения. Если реакция сопровождается увеличе-
нием объема, то повышение давления вызовет обратную реакцию, иду-
щую с уменьшением объема. Понижение давления благоприятствует ре-
акции, идущей с увеличением объема и, следовательно, давления.
Но если в данной системе вообще не происходят процессы, противо-
действующие изменению указанных факторов, то равновесная система
остается нечувствительной к внешнему воздействию. Так, например,
равновесное состояние водяного газа
СО + Н2О=^СО2 + Н2 + 43 580 кДж/моль (Г0400 ккал/моль) (4-15)
при изменении давления не изменяется, так как и прямая и обратная
реакции протекают без изменения объема.
Для количественного определения положения равновесия надо поль-
зоваться законом действующих масс и температурной зависимостью Ас-
В качестве примеров химического равновесия реакций горения рас-
смотрим диссоциацию водяного пара и СО2.
4-4. ДИССОЦИАЦИЯ ВОДЯНОГО ПАРА И УГЛЕКИСЛОТЫ
Диссоциация водяного пара
При высоких температурах было обнаружено разложение водяного
пара, причем полного разложения не происходит, а процесс распада
идет до некоторого предела. Того же предела можно достигнуть, исхо-
дя из начальных веществ, т. е. из смеси H2+O2.
Таким образом, диссоциация водяного пара при высоких темпера-
турах объясняется наступлением равновесия:
2Н2+О2^2Н2О' (4-16)
Диссоциированное количество водяного пара, выраженное в доляд
от исходного его количества, называется степенью диссоциации, обозна-
чим ее через а.
Пусть число молей водяного пара до диссоциации равняется 2.
После диссоциации в состоянии равновесия при данной температуре
смесь будет состоять из:
Н2О — 2(1 — а) молей;
Н2 — 2а молей;
О2 — а молей,
Всего: (2 а) молей.
Тогда парциальные давления будут:
/’н.о=RT-. Ри, = RT; РО.=v RT,
где V — общий объем.
Применяя закон действующих масс, получаем:
Заменив общий объем общим давлением р, определенным из урав-
нения состояния:
pV=(‘2 + a)RT,
53
получим соотношение между общим давлением и степенью диссоциации:
Кр “ (2 + а) 0 — а)2 • (4‘17>
Из уравнения (4-17) следует, что при постоянной температуре с воз-
растанием давления степень диссоциации водяного пара убывает.
Если а измерено при определенной температуре и каком-либо дав-
лении, то по (4-17) может быть определено значение Кр. Затем, исполь-
зуя это уравнение, можно получить степень диссоциации для всякого'
другого давления при той же температуре.
При температуре 2257 К и абсолютном давлении 0,1013 МПа
(1 кгс/см2) степень диссоциации водяного пара равняется 1,79-10~2.
Значения а для различных абсолютных давлений при той же темпе-
ратуре будут:
/7=10* 5-102 5-10 1-0 0,1 кПа
/7=10 5 0,5 0,1 0,001 кгс/см2
а = 0,87 1,07 2,3 3,64 7,5%
Таким образом, начиная с 0,1 МПа (1 кгс/см2) с повышением дав-
ления степень диссоциации медленно убывает, напротив, с понижением
давления она быстро возрастает.
Согласно принципу Ле-Шателье при увеличении избытка одного из
продуктов диссоциации степень диссоциации понижается, с повышением
температуры степень диссоциации увеличивается.
При топочных температурах (ниже 2000 °C) равновесие 2Н24-
+ Ог^2Н2О сильно сдвинуто в сторону водяного пара и трудно обнару-
жить присутствие Н2 в смеси.
Диссоциация водяного пара становится заметной при температуре
около 1470°С, когда а«О,14°/о, при температуре 2227°С степень диссо-
циации равняется 4%, а при 2512°С уже достигает 13%.
Таким образом, в топочных процессах значение диссоциации неве-
лико. При обычных топочных температурах, не превышающих 1600—
1700°С, и атмосферном давлении степень диссоциации не превышает
0,5%. Но так как парциальное давление водяного пара в продуктам
сгорания мало, то степень диссоциации несколько больше и при высоких
топочных температурах может достигать 1—2%.
Диссоциация углекислоты
Разложение углекислоты, обнаруженное при высоких температурах,
было объяснено установлением равновесия 2CO + O2^=t2CO2, которое
при температурах до 2000°С сильно сдвинуто в сторону образования
ОО2. Для этого равновесия также применимо соотношение (4-17), так
как реакция образования СО2 по своему типу аналогична реакции обра-
зования Н2О. Кроме того, по той же причине изменение температуры и
концентраций реагентов оказывает такое же влияние на положение
равновесия, как и в случае водяного пара. Например, повышение темпе-
ратуры способствует разложению СО2, напротив, увеличение концентра-
ции одного из продуктов распада понижает степень диссоциации.
При атмосферном давлении диссоциация С02 становится заметной
при температуре около 1500°С, составляя 0,8%. Далее она быстро
возрастает, достигая при 2000°С—4%, при 2500°С—19%!, а при 3500°С
до 40%.
54
В случае топочных процессов парциальное давление углекислоты
в продуктах сгорания невелико, составляет 10—20 кПа (0,1—0,2кгс/см2),
поэтому степень диссоциации СО2 несколько больше и достигает при
1500°С величины 1,7%', а при 2000°С — 8%.
4-5. ВЛИЯНИЕ ДИССОЦИАЦИИ НА ТЕМПЕРАТУРУ ГОРЕНИЯ
Тепло, выделяющееся при сгорании топлива, воспринимается про-
дуктами сгорания, которые нагреваются до определенной температуры,
называемой температурой горения.
В реальных условиях не все тепло, выделяющееся при горении,
идет на нагрев продуктов реакции, так как часть тепла передается
экранной системе топочной камеры и некоторое количество тепла теря-
ется в окружающую среду; кроме того, при высоких температурах про-
исходит диссоциация части продуктов сгорания (СО2 и Н2О), сопрово-
ждающаяся поглощением тепла. Границы областей диссоциации по тем-
пературе и давлению приведены в табл. 4-1.
Таблица 4-1
Ориентировочны? границы областей диссоциации по температуре
и давлению [Л. 5]
Диапазоны давле- ния, МПа Отсутствие диссоциации Слабая диссоциация Сильная диссоциация
Диапазон температур, К
0,01—0,5 <1600 1600—2400 >2400
0,5—2,5 <1800 1800—2600 >2600
2,5—10 <2000 2000—2800 >2800
10—50 <2200 2200—3000 >3000
Диссоциация по своему эффекту эквивалентна процессу неполного
сгорания. В этом случае количество тепла, выделяющегося при реакции,
будет меньше теплового эффекта на величину количества тепла, затра-
ченного на диссоциацию.
Температуру горения для реальных условий можно определить из
теплового баланса процесса горения:
Q + Qcm— Qr+Qr+Qu- (4_18J
В уравнении:
Q — теплота реакции;
Qcm — энтальпия исходной горючей смеси;
Qr — энтальпия продуктов сгорания;
QT — количество тепла, отдаваемого экранной системе и потерянно-
го в окружающую среду;
— количество тепла, затрачиваемого на диссоциацию.
Подставляя в уравнение (4-18) значение энтальпии продуктов сго-
рания, получаем:
Qr—SziiCi'O'.
В формуле:
— сумма произведений числа молей продуктов сгорания на их
молекулярные теплоемкости;
-О* — температура горения.
В результате некоторых преобразований получим формулу для
определения температуры горения
0- — ® — Фд (4-19)
Snici ’ ' '
55
Из формулы (4-19) видно, что при определенном подогреве данной
горючей смеси максимальное значение температуры горения получается
в случае, когда QT = фд = 0.
Температура горения, получаемая в условиях адиабатического сжи-
гания без учета явления диссоциации, называется адиабатической тем-
пературой горения. Однако при высоких температурах диссоциацией
пренебрегать нельзя.
Температура горения, получаемая в отсутствие теплоотдачи
в экранную систему и потерь тепла в окружающую среду, но при учете
диссоциации, называется теоретической температурой горения.
Определение теоретической температуры горения с учетом дис-
социации является сложным расчетом, который производят в следую-
щей последовательности [Л. 6, 7].
1. Для ряда температур в интервале, в котором ожидается искомая
теоретическая температура горения, вычисляется равновесный состав
продуктов сгорания исходной смеси по константам равновесия для всех
возможных реакций.
2. Для каждого найденного равновесного состава продуктов сгора-
ния подсчитывается энтальпия I.
3. В расчетном интервале как теоретическое выделяют такое значе-
ние температуры, при котором энтальпия продуктов сгорания оказалась
равной сумме физической и химической энергии исходной смеси.
ГЛАВА ПЯТАЯ
КИНЕТИКА ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ ГОРЕНИЯ
5-1. СКОРОСТЬ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИИ
В предыдущей главе были рассмотрены вопросы химического рав-
новесия реагирующей смеси применительно к реакциям горения и изме-
нения состава равновесной смеси в зависимости от различных
физических факторов. В данной главе рассматриваются вопросы меха-
низма реагирования и скорости протекания реакций в зависимости от
различных физических и химических факторов.
Скоростью гомогенной реакции называется количество
вещества, реагирующего в единице объема за единицу времени, т. е.
изменение концентрации одного из компонентов реагирующих веществ
за единицу времени.
Под скоростью гетерогенной реакции подразумевается
количество вещества, реагирующего на единице поверхности за единицу
времени.
В каждой реакции участвуют несколько реагирующих веществ.
В ходе реакции концентрации исходных веществ падают, а концентра-
ции образующихся веществ возрастают. Образование продуктов реак-
ции стехиометрически соответствует расходу исходных веществ. Поэто-
му скорость газовой реакции
aA + pB=yM+i&V (5-1)
можно выразить как через скорость образования одного из продуктов
реакции
56
так и через скорость расходования какого-либо исходного вещества
dC й dCR
----J— ИЛИ -1— ,
dx dx
где С а, Св, См и CN — текущие концентрации реагирующих веществ;
т— время.
Поскольку согласно уравнению реакции (5-1) каждые а молей ве-
щества А реагируют с [3 молями вещества В, то, если в течение времени
dx расходуется driA молей вещества А, вещество В расходуется в коли-
честве:
dnR — ~dnA. (5-2)
а а л ' '
Относя уравнение (5-2) к единице объема и единице времени, по-
лучаем:
1 ___р 1
V dx а и dx
или
db 8 . da
dx a dx
Аналогично можно получить соотношение между скоростью расхо-
дования вещества А и скоростью образования вещества М:
. dCM у dCA
* dx a dx
Следовательно, между изменениями концентраций реагирующих
веществ существует следующая связь:
1 dCA __ 1 __ 1 ЛСМ_______।_1 dCN
a dx p dx । у dx 8 dx ’ ' '
Так как стехиометрические коэффициенты а, р, у и б являются по-
стоянными величинами, скорость реакции можно определить по скоро-
сти превращения любого из реагентов. Поэтому скорость сгорания топ-
лива можно выразить через скорость расходования горючих элементов
(или топлива в целом), скорость расходования окислителя или скорость
образования продуктов сгорания.
5-2. КЛАССИФИКАЦИЯ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
Мы видели, что одновременно с прямой реакцией всегда протекает
обратная реакция и система стремится к состоянию равновесия. Часто
скорость обратной реакции оказывается настолько малой, что ею можно
пренебречь и допустить одностороннее протекание реакций.
Односторонне протекающие или необратимые газовые реакции
в зависимости от числа молекул, вступающих в реакцию, классифициру-
ют на:
мономолекулярные реакции, в которых реагирует один
род молекул, давая при этом одну или несколько новых молекул;
бимолекулярные реакции, в которых взаимно реагируют
две однородные или различные молекулы, давая одну или несколько
новых молекул.
57
Совершенно также говорят о три молекулярных реакциях
и т. д.
Для протекания мономолекулярной реакции достаточно, чтобы один
род молекул пришел в реакционноспособное состояние. Би- и тримоле-
кулярные реакции могут происходить при столкновении соответствующе-
го числа реагирующих молекул.
Согласно кинетическим представлениям, двойное соударение про-
исходит достаточно часто. Вероятность столкновения трех молекул зна-
чительно меньше двойного соударения. Одновременное соударение четы-
рех и более молекул маловероятно, поэтому элементарные реакции,,
в которых участвует более трех молекул, маловероятны. Если по хими-
ческому уравнению в реакции участвуют четыре молекулы или более,
то, вероятно, эта реакция будет совершаться последовательно через про-
стые би- или тримолекулярные реакции.
Реакции, протекающие в соответствии с их стехиометрическими
уравнениями, в виде распада одного рода молекул как мономолекуляр-
ные или в результате двойного соударения как бимолекулярные и т. д.
называются простыми (элементарными). Если же механизм реакции
включает более одной элементарной реакции, то ее называют сложной
реакцией.
Экспериментально найдено, что скорость многих реакций может
быть представлена уравнением вида
= (5-4>
ах л в v '
Сумма показателей степеней П1 + пг+... называется порядком реак-
ции.
В большинстве случаев, а в реакциях горения, как правило, поря-
док реакции, найденный опытным путем, ниже, чем следует из стехио-
метрического уравнения по числу молекул, участвующих в реакции.
Так, например, реакция окисления СО, судя по стехиометрическому
уравнению
2СО + О2=2СО2,
должна являться реакцией третьего порядка. В действительности же на
основании опытов выявлено, что скорость этой реакции описывается
приведенным ниже кинетическим уравнением (5-39), из которого (а так-
же см. § 8-4) видно, что она первого, порядка по СО, при этом скорость
ее также зависит от содержания водяных паров. Соответствие порядка
реакции с ее стехиометрическим уравнением встречается очень редко.
Для элементарных реакций их порядок действительно соответствует
стехиометрическому уравнению.
Следовательно, на основании стехиометрического уравнения ни
в коем случае нельзя судить о действительном порядке сложной реак-
ции. Для изучения реакции важно знать ее кинетическое уравнение
и порядок.
5-3. ЗАВИСИМОСТЬ СКОРОСТИ РЕАКЦИИ ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
Скорость как гомогенной, так и гетерогенной реакцли при постоян-
ном давлении и неизменном количестве посторонних примесей зависит
от температуры и концентрации реагирующих веществ. Как было пока-
зано в § 4-2, зависимость скорости химической реакции от концентра-
ций реагирующих веществ выражается законом действующих масс.
58
С ростом температуры скорость химических реакций горения очень
быстро возрастает. Константа скорости реакции k характеризует собой
скорость химической реакции при данной температуре. Следовательно,
для нахождения зависимости скорости химической реакции от темпера-
туры достаточно определить температурную зависимость k.
При изучении химических реакций было замечено, что если от-
кладывать 1п& как функцию обратной величины от абсолютной темпе-
ратуры, то опытные данные ложатся на прямой линии.
Поэтому была предложена зависимость константы скоро-
сти от температуры в виде:
1ПА=_^-+*. (5-5)
или в дифференциальном выражении:
d In k Е /к
~~dT ~RTr ’
а в экспоненциальной форме:
E
k=^koe RT . (5-7)
В формулах (5-5), (5-6) и (5-7):
E и ko — эмпирические константы;
J? = 8,321 кДж/(моль-К)—универсальная газовая постоянная;
Т — абсолютная температура.
Объяснить сильный рост скорости реакции с температурой трудно.
Это нельзя объяснить увеличением числа столкновений молекул с ро-
стом температуры, так как по сравнению со скоростью реакции оно
возрастает очень слабо. Известно, что физические свойства по сравне-
нию с константой скорости реакции изменяются с температурой слабо.
Поэтому при попытке объяснить большой температурный коэффициент
скорости реакции исходили из того, что существует большой темпе-
ратурный коэффициент некоторой другой величины, что и натолкнуло
на мысль о том, что реагировать способны не все молекулы, а лишь
молекулы, находящиеся в данный момент в особом (богатом энергией)
состоянии, которые были названы «активными молекулами». Активные
молекулы образуются эндотермически из нормальных молекул. Про-
цесс, при котором изменяется энергия молекул без химического превра-
щения, называется активацией, а теплота, поглощаемая при образовании
активных молекул, называется теплотой активации. Между нормальны-
ми и активными молекулами существует равновесие. Константа этого
равновесия и является величиной, обладающей большим температурным
коэффициентом.
Если теплота образования активных молекул равна Е, то темпера-
турная зависимость константы равновесия
__ Сакт
Л акт — — ч
Сп
где Сакт — концентрация активных молекул, а Сп — концентрация нор-
мальных молекул, выражается уравнением (4-13):
d In Хакт Е
dT = RT2 *
Далее предполагается, что концентрация активных молекул очень
мала по сравнению с концентрацией нормальных молекул, поэтому кон-
центрацию последних можно считать постоянной.
59
Тогда получим:
d In Сакт Е
dT RT* ’
так как константа скорости реакции k пропорциональна концентрации
активных молекул, то
Таким образом, мы получили уравнение температурной зависимости
константы скорости реакции.
Согласно этому закону (Аррениуса): логарифм скорости реакции
как функция от 1/Т изображается прямой линией. Угол наклона этой
прямой определяет энергию активации.
Закону Аррениуса, имеющему эмпирическое происхождение, было
дано два объяснения: термодинамическое и статистическое.
Для объяснения этого закона по первому способу возьмем обрати-
мую реакцию
A + B+±M + N.
Пусть ki — константа скорости прямой реакции; k2— константа ско-
рости обратной реакции.
Константа равновесия, определяющая состояние смеси,
К1
подчиняется уравнению (4-13):
dlnK_ Q
dT ~~ RT* '
Но 1пК=1п&2—In kc, кроме того, принимая по аналогии, что
Q=EZ-Ei,
получаем:
d in k2 d in ki E2 Ei
~~dT dT RT2 RT2 *
Последнее уравнение позволяет представить изменение константы
скорости с температурой в виде
d In k__ Е
df ’ ~^~RTr '
Таким образом, от уравнения температурной зависимости констан-
ты равновесия мы перешли к уравнению Аррениуса. Кроме того, полу-
чили, что тепловой эффект реакции равен разности между энергией
активации продуктов реакции Е2 и энергией активации исходных ве-
ществ fi.
Химическая реакция может произойти после того, как будут разру-
шены химические связи в молекулах исходных веществ и последние
станут способными к перераспределению. Поэтому независимо от на-
чальной величины энергии системы для осуществления реакции необхо-
дим предварительный расход энергии на полное или частичное разло-
жение молекул, соответствующий энергии активации.
Как было показано в § 5-2, химические реакции горения протекают
не согласно стехиометрическим уравнениям, а через ряд промежуточных
60
, для
Рис. 5-1. Изменение
энергии в процессе акти-
вации и реагировйния.
состояний с образованием активных промежуточных продуктов. Обра-
зование промежуточных продуктов в виде атомов и радикалов связано-
с расходом энергии. Поэтому необходимо предварительно затратить
определенное количество энергии, чтобы реакция могла пройти данный
этап независимо от того, как много энергии выделится при последую-
щем ее протекании. Следовательно, можно представить, что протеканию
реакции препятствует некоторый энергетический
ния которого и требуется энергия активации.
Сказанное можно пояснить графически с по-
мощью рис. 5-1. Молекулы исходных веществ,
находящиеся в состоянии А, поглощая опреде-
ленное количество энергии, равное энергии акти-
вации Ei, переходят в активное состояние В,
в котором они могут реагировать, образуя про-
дукты реакции с выделением энергии Е2.
В большинстве случаев теплота, выделяемая
на участке ВС, больше, чем поглощаемая на уча-
стке АВ и разность соответствует положительно-
му эффекту Q. Если же Е{>Е2, то реакция яв-
ляется эндотермической.
Энергия активации представляет собой глав-
ный фактор, определяющий скорость реак-
ции: чем меньше энергия активации, тем быстр
При статистическом объяснении закона Аррениуса исходят из того,,
что для наступления реакции прежде всего необходимо столкновение
реагирующих молекул. Если, например, бимолекулярная реакция про-
исходила бы при каждом столкновении, то химическое превращение
совершалось бы мгновенно.
Однако число столкновений молекул при данных температуре и
давлении, вычисленное на основании кинетической теории, как показы-
вают опыты, во много миллионов раз больше числа молекул, вступаю-
протекает реакция.
щих в реакцию.
Следовательно, в реакцию вступают не все молекулы, а только-
активные молекулы. Для одной и той же газовой смеси трудно предста-
вить, чем могут различаться эти активные молекулы от нормальных,
кроме как величиной своей энергии, а именно содержанием избыточной
энергии. При столкновении этих молекул выделяется энергия в количе-
стве, достаточном для разрушения химических связей, и тогда пере-
группировка молекул и атомов становится возможной.
Было также замечено, что скорость реакции с ростом температуры
резко увеличивается, тогда как число столкновений увеличивается при
этом лишь в малой степени. Это может быть объ-
яснено сильным ростом с температурой числа мо-
лекул с повышенным энергетическим уровнем.
' ° Имея в виду, что число молекул, энергия ко-
А Tz >Tf торых превосходит некоторое заданное значение
/ уЪ с температурой изменяется по закону, одинако-
/ \ ' вому с законом изменения скорости реакции,
/ можно прийти к гипотезе: для наступления реак-
I / \ х. ции столкновение должно происходить между
LZ-___\ *—У молекулами, обладающими избытком энергии
над критическим уровнем ее.
Рис. 5-2. Распределение Перейдем к обоснованию этой гипотезы. Из
энергии в газе. закона распределения Максвелла — Больцмана,
графически изображенного на рис. 5-2, видно, что в газе имеется неболь-
шое количество молекул с очень большими, а также и очень малыми
значениями скоростей. Для химической реакции представляют интерес
только молекулы с очень большими скоростями, обладающие повышен-
ной энергией.
Число молекул, обладающих энергией, равной или больше Е, равно:
^ОО со __ Е Е ___Е
(* jit __ No Г RT JT? _______ г ЕТ тОО 1Г ЕТ /Г
N = I dN = -gjr I e dE = No[— e ]0 = Noe . (5-9)
NE e
В формуле: dN— число молекул, обладающих скоростями между
W и W+dW, согласно закону распределения равное:
d/V = ^e~~^~dE, (5-10)
Ki
где No — общее число молекул.
Подстановка выражения (5-10) в уравнение (5-9) иЛ последующее
интегрирование дает:
м - Е
ЯГ ’ (5-П)
откуда видно, что доля молекул, обладающих кинетической энергией,
;равной или большей, чем Е, определяется выражением e~ElRT.
Например, в горючем газе с энергией активации Е —
=83 800 МДж/моль при Т=300 К доля молекул, обладающих энерги-
ей, большей, чем Е—83 800 МДж/моль, равняется:
Е 83 800
~ ЕТ ___ е 8,321-300 __e-ss,3
при Т = 1000 к
Е 83 800
е = е 8-321-1000 =е'19.
Следовательно, при повышении температуры от 300 до 1000 К число
молекул, обладающих энергией, большей, чем 83,8 МДж/моль, увели-
чивается в е-10: е-33’3 = е+23’3= 1,26-Ю10 раза, тогда как число столкнове-
ний при этом увеличивается лишь в
а общая кинетическая энергия газа — всего лишь в 3,3 раза.
Следовательно, повышение температуры оказывает очень благопри-
ятное действие на процесс активации: сильно увеличивается число
молекул, обладающих большой энергией, тогда как общая энергия уве-
личивается в слабой степени, т. е. происходит перераспределение
энергии.
Отсюда ясно, что большой температурный коэффициент скорости
реакции объясняется большим температурным коэффициентом акти-
вации.
Возвращаясь к уравнению (5-7), можно его упрощенно толковать
так, что k0 отвечает общему числу столкновений молекул между собой
62
в единице объема за единицу времени, Е — минимальной величине энер-
гии сталкивающихся молекул, обеспечивающей эффективность столкно-
вения, a k — числу прореагировавших молекул. Это положение и лежит
в основе гипотезы и уравнения Аррениуса.
5-4. ВЛИЯНИЕ ДАВЛЕНИЯ НА СКОРОСТЬ РЕАКЦИИ
Для нахождения зависимости скорости реакции от
давления необходимо знать, как изменяются концентрации реаги-
рующих веществ с изменением давления.
Эта зависимость дается уравнением (4-8) в виде
С — pi
RT ‘
Подставив в (4-8) выражение для парциального давления pi = pCi,
определенное из (4-12), получим следующее соотношение между мо-
лярной и относительной объемной концентрациями:
C^-^rCi, (5-12)
где Ci — молярная концентрация какого-либо компонента смеси, ча-
стные значения которого соответственно будут для исходных веществ
С а, Св, а для продуктов реакции См, CN, моль/м3.
Кинетические уравнения различных типов реакций с учетом соот-
ношения (5-12) можно представить в виде зависимости скорости выхода
продуктов реакции от концентраций исходных веществ и давления сле-
дующим образом:
для мономолекулярной реакции
—= kCA — k СА, (5-13)
для бимолекулярной реакции веществ А и В
= kCACB = k САСВ, (5-14).
для тримолекулярной реакции
= kCACBCc = k САСвСс, (5-15)
- СА - СВ
где Сд==-^-; Св = —-----относительные объемные концентрации реаги-
рующих веществ.
Таким образом, скорость реакции первого порядка пропорциональ-
на давлению, второго — квадрату давления, третьего — третьей степени
давления или в общем виде для реакции v-ro порядка
Поэтому в случае простых реакций по величине показателя в опыт-
но определенной зависимости типа (5-16) можно определить порядок
реакции.
63.
Если выразить продукты реакции в относительных концентрациях
делением обеих частей уравнений (5-13), (5-14) и (5-15) на число молей
® единице объема смеси z = p!RT, то кинетические уравнения реакций
.принимают следующий вид:
для мономолекулярной реакции
-^-=*СЛ; (5-17)
для бимолекулярной реакции
4^- = ^СлСв; (5-18)
для тримолекулярной реакции
- ^Г- = ^СлСвСс. (5-19)
Таким образом, при выражении продуктов реакции через относи-
тельные концентрации скорость мономолекулярной реакции оказывает-
ся не зависящей от давления, скорость бимолекулярной реакции про-
порциональна давлению, тримолекулярной — квадрату давления или
в общем случае скорость реакции v-ro порядка пропорциональна давле-
нию в степени v—1:
dCM
dz
Р
(5-20)
5-5. ЗАВИСИМОСТЬ СКОРОСТИ РЕАКЦИИ ОТ СОСТАВА СМЕСИ
ПРИ ПОСТОЯННЫХ ДАВЛЕНИИ И ТЕМПЕРАТУРЕ
Рассмотрим изотермическую реакцию в газовой смеси, представляя
<ее состоящей из горючего А и окислителя В, объемные доли которых
соответственно составляют Сд и Св вне зависимости от состава этих
двух частей.
Представляя такую реакцию бимолекулярной типа А + В и имея
в виду, что СВ=А—Сд, согласно (5-18) скорость ее можно выразить
следующим образом:
- ^- = ^СЛ(1-СЛ). (5-21)
Заменив сомножитель p/RT, представляющий собой согласно урав-
нению (4-11) число молей в единице объема, значением последнего,
определенным как частное р/р,, получим:
- ^- = ^СЛ(1-СЛ), (5-22)
где р— молекулярная масса смеси, кг/моль; р — плотность смеси, кг/м3.
В процессе реагирования газов величина р, изменяется сравнитель-
но мало. Скорость реакции_ зависит в основном от сомножителей
Са(1—Сд). При изменении Сл от нуля до единицы произведение
Са(1—Сд) увеличивается от нуля до некоторого максимума и снова
64
стремится к нулю, обусловливая аналогичное изме-
нение скорости реакции (рис. 5-3, кривая 1). Ма-
ксимум скорости такой условной бимолекулярной
реакции достигается при одинаковых концентраци-
ях Сл = Св=0,5, т. е. в смеси стехиометрического
состава.
Рассмотрим теперь эту условную бимолекуляр-
ную реакцию при наличии инертного компонента,
представляя его в качестве примеси к окислителю.
Это имеет место, в частности, при использовании
в качестве окислителя воздуха, который наряду
с кислородом содержит азот, являющийся инертной
примесью. Обозначим долю окислителя в смеси его
с инертным газом через 8, тогда доля окислителя
в реагирующей смеси будет:
Рис. 5-3. Зависимость
скорости реакции от
объемной доли горю-
чего.
еСв = е(1-Сл).
Поэтому выражение для скорости реакции примет вид:
= k - sC. (1 - С.), (5-23)
ат р. А V A'1 ' ’
т. е. скорость реакции в 1/е раз меньше, чем при отсутствии инертной
примеси (рис. 5-3, кривая 2).
И в этом случае максимальная скорость реакции соответствует
содержанию горючего вещества СА=0,5, концентрация же окислителя
будет равна е (1—Сл)=0,5е.
Концентрация горючих в стехиометрическом составе смеси, опреде-
ленная из следующих двух уравнений:
составляет:
Атех
(5-24)
При наличии инертной примеси 8<1 и поэтому Слстех <0,5. С умень-
шением 8, т. е. с увеличением содержания инертной примеси, САстех
уменьшается. Это также приводит к уменьшению скорости реагирова-
ния в стехиометрической смеси, г. е. в смеси, которая требуется для
полного выгорания горючих.
Таким образом, при постоянной температуре наличие инертной при-
меси не изменяет относительного содержания горючих, при котором
скорость рассмотренной бимолекулярной реакции достигнет максимума,
но уменьшает концентрацию реагирующих веществ, а следовательно, и
скорость реакции. Наибольшая скорость реагирования получается не
в стехиометрической смеси, необходимой для полного выгорания,
а в смеси, обогащенной горючим веществом, что также приводит к умень-
шению скорости реакции.
Аналогично изменяется скорость при изменении состава смеси и
для тримолекулярных реакций.
Скорость тримолекулярной реакции типа 2А+В=М в случае, когда
в окислительной части доля кислорода составляет 8, согласно (5-19)
5—541 65
равняется:
-^- = Ч^УСл'(1-Сл)- (5-25)
Скорость реакции достигает максимума при СА=2/3 вне зависимо-
сти от количества инертных газов.
Стехиометрический состав можно определить из уравнений
^ + Cb=! и =
Совместным решением получаем, что концентрация горючих в сте-
хиометрической смеси >
Так как в<1, Слстех <'2/3, т. е. стехиометрическая концентрация
горючего в смеси с инертной примесью меньше, чем концентрация, при
которой скорость реакции максимальна. Следовательно, и в этом случае
наибольшая скорость соответствует обогащенной смеси.
Таким образом, при наличии инертной примеси ско-
рость реакции уменьшается в результате уменьше-
ния концентрации реагирующих веществ и вслед-
ствие того, что максимальная скорость горения от-
вечает обогащенной, а не стехиометрической с м е-
с и, которую для обеспечения полного выгорания горючих необходима
иметь в процессе горения жидких и газообразных топлив с самого на-
чала, а твердых — после обеспечения устойчивого зажигания.
В результате рассмотрения влияния инертной примеси на скорость
изотермической реакции можно сделать два важных вывода.
В камерных топках парогенераторов подогрев потока горючей сме-
си, обеспечивающий ее воспламенение, осуществляется посредством ре-
циркуляции горячих продуктов сгорания. Исходя из вышеизложенного,
следует иметь в виду, что чрезмерная рециркуляция может ухудшить
условия воспламенения в результате существенного понижения концен-
трации окислителя — кислорода и горючих компонентов. Поэтому за-
жигание горючей смеси целесообразно осуществлять посредством ре-
циркуляции умеренного количества продуктов сгорания с возможно
высокой температурой.
Из выражений (5-23) и (5-25) для скоростей реакции выше первого
порядка следует, что если в смеси содержится небольшое количество
одного из реагирующих веществ, то изменение концентраций других
веществ в ходе реакции может быть относительно небольшим. Поэтому
в этом случае реагирование можно рассматривать как процесс первого
порядка относительно вещества, находящегося в недостатке.
5-6. ИЗМЕНЕНИЕ СКОРОСТИ РЕАКЦИИ ВО ВРЕМЕНИ
На основании закона действующих масс скорость изотермической
мономолекулярной реакции в каждый момент пропорциональна концен-
трации реагента в тот же момент, т. е.
= (5-27)
66
В формуле:
С а — начальная концентрация реагирующего вещества;
х — число молей, прореагировавших в единице объема за время т.
Интегрируя выражение. (5-27), получаем:
In (Сл—х) =—kx + const. (5-28)
Константа интегрирования определяется из уравнения (5-28). При
условии т = 0, х = 0 получаем:
In fA=const.
Подстановка ее в (5-28) после несложных преобразований дает
уравнение для количества образующихся продуктов реакции в виде:
Л=СЛ(1(5-29)
Полученный экспоненциальный закон расходования исходного ве-
щества и соответственно образования продукта реакции типичен для
всех простых реакций, причем чем выше порядок реакции, тем медлен-
нее происходит образование веществ (рис. 5-4): концентрация продук-
тов реакции сначала увеличивается быстро, за-
тем все медленнее, асимптотически стремясь
к максимуму в конце процесса.
Скорость реакции в каждый момент опреде-
ляется наклоном кривой в соответствующей точ-
ке (рис. 5-4). Наклон кривой, а следовательно,
и скорость изотермической реакции имеет наи-
большее значение в начале реакции, затем
уменьшается пропорционально действующей кон-
центрации. Аналогично изменяется скорость ре-
акций более высокого порядка, с увеличением
порядка реакции скорость ее падает, а время
превращения соответственно увеличивается.
Обратимые реакции являются сложными ре-
акциями. В них одновременно протекает несколько не зависящих друг
ют друга реакций, каждая из которых подчиняется закону действующих
масс. В обратимых реакциях при постоянной температуре наибольшая
скорость также соответствует начальному моменту времени и падает
по мере протекания реакции вследствие уменьшения концентраций
исходных веществ.
Рис. 5-4. Нарастание
концентрации продуктов
реакции во времени.
1 — для молекулярной; 2 —
бимолекулярной и 3 — три-
молекулярной реакции.
5-7. ЦЕПНЫЕ РЕАКЦИИ
Экспериментально установлено, что в большинстве случаев кинети-
ческое уравнение реакции не может быть составлено на основании сте-
хиометрического уравнения по числу молекул исходных веществ, участ-
вующих в реакции. В действительности реакции протекают не непосред-
ственно между молекулами исходных веществ, а через промежуточные
стадии, в которых образуются промежуточные активные продукты. По-
следние вступают в реакции с исходными веществами, образуя конечный
продукт. Параллельно с конечными образуются вновь активные про-
дукты, продолжающие реакции. Причем тип уравнения скорости слож-
ных реакций обычно более низкого порядка, чем следовало бы ожидать
судя по стехиометрическому уравнению.
Следовательно, в этих случаях реакции легче совершаются посред-
ством образования активных промежуточных продуктов, чем непосред-
5* 67
ственно между молекулами исходных веществ, обладающих большой
энергией активации. Прохождение реакции через промежуточные этапы
позволяет обойти этот высокий энергетический барьер.
Большей частью активными промежуточными продуктами являют-
ся свободные радикалы или атомы. Реакция непосредственно соверша-
ется между активными промежуточными продуктами и исходными ве-
ществами, причем наряду с конечными продуктами вновь образуются
активные промежуточные продукты, которые обеспечивают дальнейшее
протекание реакции. Подобные реакции называются цепными реак-
ц и я ми.
Основы теории цепных реакций были разработаны Н. Н. Семено-
вым и К. Хиншельвудом [Л. 8, 9].
В цепные реакциях различают следующие процессы: зарождение
цепей — образование активного продукта из исходных веществ при
столкновениях их активных молекул или под влиянием света или других
факторов активации; разветвление цепей — процесс, при котором одна
молекула активного продукта, реагируя с исходными веществами, вы-
зывает наряду с конечными продуктами образование двух или несколь-
ких новых молекул активного продукта; обрыв цепей — процесс, при
котором молекула активного продукта уничтожается безвозвратно.
Если скорость обрыва цепей больше скорости разветвления, то кон-
центрация активного продукта с течением времени стремится к ста-
ционарному значению, далее остается неизменной и реакция протекает
с постоянной скоростью при постоянных концентрациях исходных
веществ.
Если при некоторых условиях (температуре и давлении) скорость
разветвления цепей превышает скорость их обрыва, то концентрация
активного продукта и скорость реакции со временем прогрессивно воз-
растают, наступает нестационарное протекание реакции. Такая реакция
называется разветвленной цепной реакцией.
Критическое явление перехода от стационарного режима к неста-
ционарному называется цепным воспламенением.
Цепная реакция также может продолжаться, если молекула актив-
ного продукта, реагируя с исходными веществами, вызывает образова-
ние конечных продуктов и одной молекулы активного продукта. В этом
случае концентрация активного продукта остается постоянной и равной
равновесному значению его. Такие реакции называются неразветвлен-
ными цепными реакциями.
Неразветвленные цепные реакции
Примером неразветвленной цепной реакции может служить реак-
ция водорода с хлором Н2+С12 — 2НС1. Вследствие диссоциации моле-
кул хлора и при их столкновениях между собой или с другими моле-
кулами М в системе водород—хлор всегда присутствует некоторое ко-
личество атомарного хлора, концентрация которого определяется ра-
вновесием
С12+М=^2С1+Л1. (5-30)
Атомы хлора реагируют с водородом по реакции:
С1 + Н2 = НС1 + Н. (5-31)
Энергия активации этой реакции мала и составляет Е =
=25 кДж/моль. Поэтому, несмотря на малую концентрацию атомарного
68
хлора и малое число столкновений атомов хлора с молекулами водо-
рода, скорость реакции (5-31) гораздо больше, чем скорость бимоле-
кулярной реакции молекул ,хлора и водорода Н2+С12, для которой
энергия активации порядка нескольких десятков МДж/моль. При реак-
ции (5-31) одновременно с образованием НС1 образуется еще атом во-
дорода, который реагирует по реакции:
Н + С12 = НС1 + С1 (5-32)
со скоростью, большей чем реакция (5-31).
Таким образом, в результате реакций (5-31) и (5-32) любой атом
хлора, вызвавший реакцию, вновь восстанавливается после образования
двух молекул НС1. Восстановленный атом хлора опять вступает в ре-
акцию (5-31) и т. д.
Концентрация активных продуктов остается постоянной, равной
равновесному значению, и обеспечивает цепное протекание реакции.
С течением времени, по мере расходования исходных веществ, скорость
реакции при постоянной температуре будет падать.
Опыты показали, что скорость исследуемой реакции выражается
уравнением
w = k Сг. с„
I/ С] 2 -Hj
(5-33)
откуда видно, что данная реакция первого порядка по водороду и по-
ловинного порядка по хлору. Это также указывает на то, что реакция
идет через атомы хлора.
В уравнении Сс12 и Сн — соответственно концентрации хлора и водо-
рода в смеси.
Разветвленные цепные реакции
В качестве примера рассмотрим окисление водорода. Схема разви-
тия цепной реакции водорода с кислородом приведена на рис. 5-5 [Л. 8].
Процессом зарождения цепей является:
Н2+М=2Н+М. (5-34)
Далее идет последовательная цепь реакций:
Н+О2=ОН + О; (5-35)
О + Н2 = ОН + Н; (5-36)
он+н2=н2о+н. (5-37)
Складывая реакции (5-35), (5-36) и удвоенную реакцию (5-37),
получаем итоговый результат этого цикла реакций:
Н + ЗН2 + О2=ЗН + 2Н2О. (5-38)
Из ‘ этого уравнения видно, что
вступление одного атома Н в реакцию
параллельно с образованием конечных
продуктов вызывает появление трех
новых атомов Н, т. е. имеется процесс
разветвления цепей.
Дальнейшее развитие цепей обу-
словливает прогрессивное нараста-
Рис. 5-5. Схема развития цепной ре-
акции Н2+О2.
69
ние количества свободных атомов и радикалов. Поэтому эта реакция
со временем самоускоряется. Время, в течение которого происходит
разгон реакции из-за возрастания концентрации атомов и радикалов до
значения, близкого к максимальному, называется периодом индукции.
Таким образом, развитие цепных реакций происходит в результате
взаимодействия молекул исходных веществ с атомами или радикалами,
т. е. по так называемой материальной цепи.
По разветвленным цепным реакциям протекает горение и других
горючих составляющих газообразных топлив: окиси углерода, метана и
других углеводородных соединений.
Горение окиси углерода и углеводородов
Экспериментально установлено, что сухая смесь окиси углерода
с воздухом до температуры 700°С практически не реагирует, а при бо-
лее высоких температурах медленно сгорает в гетерогенных реакциях
на поверхности твердых материалов. Скорость горения СО сильно воз-
растает при наличии в смеси небольших количеств водяного пара или
водорода. В этом случае при температуре 300°С и выше происходит
интенсивное гомогенное горение.
Кинетика горения окиси углерода была изучена экс-
периментально при исследовании распространения пламени в смеси СО
с кислородом или воздухом. В смесях с избытком СО, содержащих во-
дяные паров не более 3%, скорость реакции оказалась пропорциональ-
ной концентрации СО в зоне реакции и начальной концентрации водя-
ных паров в смеси
W — kCco (СНа0)нач. (5-39)
В смесях с избытком кислорода влияние водяных паров слабее,
скорость реакции пропорциональна (СНа0)нач. При содержании кисло-
рода в смеси до 5% скорость реакции пропорциональна первой степени
концентрации кислорода и далее не зависит от его концентрации.
Энергия активации для богатых смесей а=0,4 составляет
88000 кДж/моль (21 000 ккал/моль) и увеличивается до
205 000 кДж/моль (49 000 ккал/моль) для стехиометрической смеси.
На основании работ Н. Н. Семенова и Я. Б. Зельдовича протекание
цепной реакции горения окиси углерода представляется через следую-
щие элементарные стадии:
зарождение цепей
Н2О+СО = Н2+СО2; (а)
Н2+О2=2ОН, (б)
продолжение цепей
ОН + СО = СО2+Н; (в)
разветвление цепей
Н + О2=ОН + О; (г)
О + Н2=ОН + Н; (д)
обрыв цепей на стенках
2Н +стенка = Н2; (е)
обрыв цепей в объеме
СО + О = СО2. (ж)
70
Самой медленной и поэтому определяющей скорость суммарного
процесса является реакция (в).
Таким образом, при наличии водяных паров или водорода в пла-
мени создаются наибольшие концентрации Н и ОН, необходимые для
зарождения и протекания разветвленной цепной реакции горения СО.
Экспериментально установлено, что скорость горения углево-
дородов меньше, чем водорода и окиси углерода. Горение их проте-
кает по более сложному механизму, который еще недостаточно раскрыт,
и с большим периодом индукции, доходящим до нескольких минут. По-
следнее объясняется тем, что наряду с образованием цепей имеет ме-
сто обрыв цепей, тормозящий протекание реакции. Так, например, при
подаче взрывной смеси метана с воздухом в сосуд с температурой
500°С взрыв происходит спустя несколько минут.
По исследованию горения метана, являющегося наиболее предста-
вительным из углеводородов, имеется значительное количество работ.
Но еще нет достаточно отчетливого представления о механизме горе-
ния. Спектроскопические измерения показали присутствие в зоне пла-
мени метана гидроксила с концентрацией, большей равновесной, и зна-
чительные количества С2 и СН. Это помогло раскрытию механизма реа-
гирования метана.
Н. Н. Семеновым показано, что зарождение цепной реакции горе-
ния метана происходит следующим образом. В присутствии кислорода
метан легко отдает один из атомов водорода с образованием радика-
ла СНз
СН4 + О2—>СН3 + Н + О2. (а)
Атомарный водород, реагируя с молекулой кислорода, образует
гидроксил
Н + О2—>011 + 0. (б)
В дальнейшем может идти отщепление водорода от радикала СН3
с образованием группы СН или соединение СН3 с гидроксилом с об-
разованием сравнительно неустойчивого метилового спирта
СНз + ОН—>СН3ОН. (в)
При взаимодействии группы СН с гидроксилом образуются ста-
бильные молекулы СО и Н2
СН+ОН—>СО+Н2. (г)
Метиловый спирт окисляется с образованием нестойкого соедине-
ния формальдегида
СНзОН + О^НСНО + Н2О. (д)
Образование формальдегида возможно и при прямом соединении
группы СН с гидроксилом
СН + ОН—>НС НО. (е)
Образовавшийся формальдегид разлагается
НСНО—>Н2 + СО. (ж)
Выделившиеся Н2 и СО сгорают по описанным ранее реакциям.
Горение углеводородов осложняется тем, что параллельно с окис-
лением происходит термическое разложение с образованием сажистого
углерода, водорода и метана. Поэтому механизм горения тяжелых
углеводородов в значительной степени сводится к механизму горения
метана, водорода и гетерогенному горению углерода.
71
Возможен и другой способ развития цепей. Продукты реакции
в момент своего образования обладают повышенной энергией, равной
сумме теплоты активации и теплоты реакции. Эти молекулы при столк-
новении с молекулами исходных веществ активируют их, обусловливая
развитие цепей.
Подобные цепи называются энергетическими. Если развитие энер-
гетической цепи приводит к прогрессивному росту скорости реакции и,
следовательно, прогрессивному росту температуры смеси, то наступает
нестационарное протекание реакции.
Это критическое явление называется тепловым воспламенением.
С ростом температуры увеличивается число активных начальных цен-
тров в системе. Вследствие такой связи теплового механизма реакции
с цепным Л. Н. Хитрин [Л. 10] считает, что тепловой механизм возбуж-
дения быстрой реакции имеет в процессах горения определяющее зна-
чение.
5-8. СТАЦИОНАРНАЯ ТЕОРИЯ ТЕПЛОВОГО САМОВОСПЛАМЕНЕНИЯ
Рассмотрим химическую реакцию в горючей смеси, заключенной
в сосуд при постепенном повышении температуры окружающей его
среды, а вместе с ней и температуры горючей смеси. При некоторой
температуре смеси скорость
Рис. 5-6. Зависимость тепловыде-
ления Qp и теплопотерь QT от
температуры.
реакции становится заметной и далее все
более увеличивается, соответственно уве-
личивается количество выделяющегося
тепла, что приводит к дальнейшему бо-
лее резкому повышению температуры
смеси. Под действием появляющейся та-
ким образом разности между температу-
рой смеси и температурой среды возни-
кают тепловые потери из реакционного
объема в окружающую среду, которые
с ростом температуры смеси также уве-
личиваются. Следовательно, тепло, выде-
ляющееся при химическом реагировании,
расходуется на нагрев смеси и на тепло-
вые потери.
Дальнейшее протекание процесса за-
висит от того, отводится ли все выделяю-
щееся тепло в окружающую среду в виде
тепловых потерь или же тепловыделение
превышает тепловые потери. В первом случае наступает тепловое рав-
новесие и устанавливается стационарная температура, несколько пре-
вышающая температуру окружающей среды. Во втором случае все
большее повышение температуры приводит к самопроизвольному про-
грессивному росту скорости реакции, бурному выделению тепла, т. е.
к самовоспламенению горючей смеси.
На рис. 5-6 изображена зависимость тепловыделения Qp и тепло-
потерь Qt от температуры. Скорость химической реакции с ростом тем-
пературы увеличивается прогрессивно согласно закону Аррениуса, по-
этому тепловыделение в единице объема выражается экспоненциаль-
ной кривой
aP = k.e~EIRr OQ.
В уравнении:
kte~EIIiT — константа скорости реакции;
(5-40)
72
С — концентрация горючего газа;
п — порядок реакции;
Q — теплота сгорания.
Теплоотдача, отнесенная к единице объема, является линейной
функцией от температуры
Q» = Д(7’-7'о). (5-41)'
В уравнении:
а — коэффициент теплоотдачи;
F и V — соответственно поверхность и объем сосуда, в котором на-
ходится горючая смесь;
Т — температура реагирующей смеси, принимаемая одинаковой во
всем реакционном объеме;
Tq—температура стенок сосуда, равная температуре окружающей
среды.
Стационарными режимами являются точки пересечения кривых QT
и Qp, в которых тепловыделение равняется теплопотерям. В зависимо-
сти от температуры возможны два стационарных режима: нижний 1 и
верхний 2. До точки 1 тепловыделение больше теплопотерь, вследствие
чего смесь будет разогреваться. Разогрев продлится до тех пор, пока
температура смеси возрастет до Д. При этой температуре Qp = QT-
Дальше смесь не будет разогреваться, так как при температурах выше
Ti Qt>Qp, и в случае, когда по какой-либо причине смесь перегреется
выше Ti, она вновь охладится до той же температуры. В этом случае
реакция приводит к разогреву смеси до температуры Д, которая не-
сколько выше, чем температура сгенок сосуда Д. Следовательно, ниж-
ний стационарный режим является устойчивым и характеризуется сла-
бым разогревом, малой скоростью реакции, поэтому считают, что име-
ет место медленное окисление.
При разогреве смеси выше температуры, соответствующей точке 2,
тепловыделение превышает теплопотери, в результате происходит про-
грессивный разогрев, приводящий к самовоспламенению. При пониже-
нии температуры тепловыделение Qp становится меньше теплопотерь
QT, поэтому система не может вернуться в начальное состояние, а пе-
реместится в точку 1. Таким образом, верхний режим неустойчив и
практически не реализуем.
Будем теперь повышать температуру окружающей среды Д, что
графически изобразится переносом прямой QT параллельно вправо. При
некотором значении 7Д кривые Qp и QT будут иметь одну общую точ-
ку К. Это состояние устойчиво по отношению к понижению температу-
ры и неустойчиво к ее повышению. Точка Д является критической: ниже
соответствующей ей температуры Д мы имеем стационарный режим, на-
против, незначительное превышение температуры окружающей среды
над Гк0 вызывает прогрессирующий саморазогрев смеси, проводящий
к самовоспламенению.
Данный метод исследования, в котором возможность наступления
самовоспламенения рассматривается как достижение предельно воз-
можного стационарного состояния, являющегося критическим, получил
название стационарной тепловой теории самовоспла-
м е н е н и я.
Поскольку при незначительном превышении Д над критическим ее
значением Гк0 и соответственно Т над Д< стационарное состояние не-
возможно и наступает прогрессирующий рост температуры, в стацио-
73
парной тепловой теории за температуру самовоспламенения принима-
ют Тк или более доступную измерению — Тко. Разность температур АГ=
= ТК—7% называется предвзрывным разогревом.
Следовательно, температура самовоспламенения зависит не только
от природы и свойств горючей смеси, но и от условий протекания про-
цесса, определяющих теплоотдачу реагирующей смеси, и поэтому не
является физико-химической константой, а представляет собой резуль-
тативную характеристику процесса.
Н. Н. Семенов [Л. 11] впервые математически определил темпера-
туру самовоспламенения из условия, что в точке касания кривой Qp
с прямой Qm тепловыделение равняется теплопотерям и равны их пер-
вые производные по температуре, т. е.
Qp = Qt> (5-42)
dQp__dQr /е
dT dT * (0-46)
Подставляя в уравнения (5-42) и (5-43) выражения (5-40) и
(5-41) и после дифференцирования решая их совместно, получаем:
7’!к-47'к+4^=0’ (544)
откуда
i_ 1/773^°"
Гк =-------д—— . (5-45)
2~Ё
Решение со знаком плюс перед радикалом отброшено, так как
дает значение для температуры самовоспламенения порядка 10 000°С и
выше, чего в действительности не может быть. Функция e~EIR:r при
температуре EfyR имеет перегиб, и решение со знаком плюс отвечает
пересечению прямой QT с кривой Qp в области очень высоких темпе-
ратур.
Разлагая выражение для Тк в ряд и пренебрегая членами, содер-
жащими (Гко)3 и выше, получаем:
ТК = ТК.+ . (5-46)
Отсюда разогрев, предшествующий самовоспламенению,
Д7’к = 7’„-7’к(, = -^^-. (5-47)
Из уравнения (5-47) следует, что если разогрев А7'<А7,К, то само-
воспламенение невозможно, и, напротив, если А7,>А7'К, то самовоспла-
менение может наступить.
Разогрев, предшествующий самовоспламенению, зависит от энергии
активации и величины температуры Тк0, но, как правило, для реакций
горения не превышает нескольких десятков градусов.
Таким образом, в стационарной тепловой теории определяется со-
стояние смеси на пределе самовоспламенения, которое является воз-
можным предельным стационарным состоянием. При незначительном
превышении температуры смеси над Гк, отвечающей этому состоянию,
что может произойти в результате повышения температуры окружаю-
щей среды над Тк0, или уменьшения интенсивности теплоотвода, ста-
ционарное состояние становится невозможным.
74
В критической точке интенсивность тепловыделения становится
равной интенсивности теплоотвода (рис. 5-6, кривые Qp и QT), а при
дальнейшем повышении температуры То свыше Тк0 превышает ее
(рис. 5-6, кривые Qp и QnT). В последнем случае не все количество
выделяющегося тепла может быть отведено в окружающую среду,
а лишь некоторая часть его. Часть тепла, которая не может быть отве-
дена, расходуется на нагрев смеси. Это способствует развитию хими-
ческого реагирования и приводит за определенный промежуток времени,
называемый периодом индукции, к самовоспламенению. Чем меньше
доля тепла, идущего на нагрев смеси, тем больше период индукции.
Так как в критическом состоянии выделяющееся тепло отводится пол-
ностью, то в стационарной теории температуре самовоспламенения от-
вечает большая величина периода индукции, а теоретически — беско-
нечная.
Стационарная теория имеет большое значение для выявления фи-
зико-химической сущности процесса самовоспламенения, но она не
предназначена для расчетов форсированных топливосжигающих
устройств с весьма малым периодом индукции.
В условиях сжигания топлив в камерных топках парогенераторов,
в камерах сгорания газотурбинных установок (ГТУ) и в других форси-
рованных устройства^ период индукции ограничивается величиной по-
рядка сотых долей секунды и поэтому в этих случаях следует пользо-
ваться нестационарной теорией теплового самовоспламенения. При
этом представляется возможность выявить динамику развития процесса
самовоспламенения, а также влияние свойств топлива и физических
условий на процесс самовоспламенения.
5-9. НЕСТАЦИОНАРНАЯ ТЕОРИЯ ТЕПЛОВОГО САМОВОСПЛАМЕНЕНИЯ
Рассмотрим развитие процесса самовоспламенения во времени, т. е.
нестационарную задачу, имея в виду следующую физическую модель.
Реагирование одновременно происходит по всей массе некоторого огра-
ниченного объема газовой горючей смеси определенного начального со-
става и температуры.
Тепло, выделяющееся при химическом реагировании в смеси, за-
ключенной в некотором сосуде, расходуется на нагрев смеси и частью
отводится через стенки сосуда, поэтому уравнение баланса тепла для
реагирующей смеси можно записать в следующем виде:
Qp— Qh— Qt = 0. (5-48)
В уравнении (5-48):
Qp — количество выделяющегося тепла;
QH—количество тепла, расходуемое на нагрев смеси;
QT — количество тепла, отводимое через стенки сосуда в окружаю-
щую среду.
Рассматривая реакцию между горючим газом и кислородом как ре-
акцию второго порядка и пренебрегая расходом реагентов до наступле-
ния самовоспламенения, подставляя в уравнение (5-48) выражения для
отдельных составляющих и относя его к единице объема и времени,
получаем:
k.e-EII(T С%С«О1 (-Щ)’ Q - — Сем - а (Т - Г,) 4 = 0, кВт/м’.
(5-49)
Начальное условие: при т=0, Т=Т\.
75
В уравнении (5-49):
kte~EIRT — константа скорости реакции;
Е— энергия активации, кДж/моль;
Е = 8,321—универсальная газовая постоянная, кДж/(моль-К);
С°г и СОа —концентрация горючего и кислорода, кг/м3, при давле-
нии 0,1013 МПа и температуре 0°С;
Ti — начальное значение температуры смеси и равная ей темпера-
тура стенок сосуда, К;
Т — текущая температура смеси, К;
Q — теплота сгорания смеси, кДж/кг;
^см — теплоемкость смеси, кДж/(м3-К);
т — время, с;
а — коэффициент теплоотдачи от стенки в окружающую сре-
ду, кВт/(м2-К);
S и V — поверхность и объем реакционного сосуда, м2 и м3.
Переходя к безразмерным температуре, координате и коэффици-
енту теплоотдачи, можно уравнение (5-49) представить в следующем
безразмерном виде:
e-i/s__4^_Q(6_6i)=;0. (5-50)
dx
В уравнении (5-50):
6 ^jRTJE — безразмерная температура;
^оС°гС20 2732/?Q
т =.----с^ТГ Е------безразмерное время;
а.Е S
; 2--у —безразмерный коэффициент теплоотдачи.
АоС0гС>0> TQ
Начальное условие: при т=0 0=01.
Решение уравнения (5-50) будет иметь вид:
0 = 6(т; 61) (5-51)
и даст в безразмерных координатах изменение температуры горючей
смеси во времени.
Прежде чем сделать выводы, для полноты исследований рассмо-
трим процесс самовоспламенения при постоянном давлении как хими-
ческое реагирование в горючей смеси определенного начального соста-
ва и температуры при продувании ее через цилиндрическую камеру.
При этом температура стенок камеры поддерживается одинаковой с на-
чальной температурой смеси.
Такой подход имеет интерес и в связи с тем, что в эксперименталь-
ных работах обычно применяется метод изучения самовоспламенения
в прямоточных камерах.
Резкое повышение температуры при самовоспламенении может тур-
булизировать поток и в области больших градиентов температур нару-
шить одномерный аэродинамический и тепловой характер течения. При
искривлении профиля температур в поперечном сечении и турбулиза-
ции потока возникает турбулентный массо- и теплообмен и нарушается
дальнейшее развитие процесса самовоспламенения последующих пор-
ций горючей смеси. Процесс переходит в стадию воспламенения при
наличии фронта пламени.
76
Для аналитического исследования примем описанную выше модель
процесса самовоспламенения в основу математической модели с одно-
мерным течением.
Экспериментальная проверка теории, основанной на одномерной
модели, может быть осуществлена проведением опытов в камере не до
наступления развитого воспламенения, а до прироста температуры на
характерную величину, после которой процесс самовоспламенения на-
ступает. Другим экспериментальным методом может быть периодиче-
ское ведение опытов с перерывом их в момент наступления самовоспла-
менения. Такое ведение опытов будет отвечать самовоспламенению от-
дельных порций горючей смеси.
Считая, что в период воспламенения расходом горючего газа и ки-
слорода можно пренебречь, уравнение (5-48) для элементарного уча-
стка камеры в развернутом виде Д. М. Хзмаляном представлено как
feoe-E/srC,rC"
кВт> (5.52)
В уравнении (5-52):
d— диаметр камеры, м;
W—скорость потока, м/с;
a—коэффициент теплоотдачи от газов к стенке, кВт/(м2-К).
Относя уравнение (5-52) к единице объема, получим:
A.e-E/srC”rC,0 —^-(Г-Г,) = 0, (5-53)
2 \ 1 J С1Х с*
где Wq — скорость потока, м/с (при давлении 0,1013 МПа и темпера-
туре 0°С).
Начальное условие: при х = 0 Т = 7\.
Переходя к безразмерной температуре, координате и коэффициенту
теплоотдачи, получаем:
(5-54)
В уравнении (5-54):
6 = RT/Е — безразмерная температура;
ЪпС$ .Со 9742 РЗП
х== х------——------— — безразмерная координата;
WoCcuE3
__ 4 a/?3
U = ^3/ioCor(j<>o '2732Q — безразмерный коэффициент теплоотдачи.
Начальное условие: при к~0 0 = 0±.
Уравнение (5-54) можно использовать и для исследования само-
воспламенения пылевоздушной смеси в одномерном потоке. Примем
в качестве топлива пыль АШ и сделаем следующие предположения.
Частицы сферической формы; во входном сечении прямоточной камеры
концентрация пыли, а также скорость и температура пылевых частиц,
которые одинаковы со скоростью и температурой в потоке, распределе-
ны равномерно и известны.
Из-за того что в угольной пыли обычной тонкости основную массу
представляют мелкие фракции, можно считать, что температура реаги-
рующих пылевых частиц мало отличается от температуры газа, т. е.
77
в ходе реагирования температура газа повышается вместе с темпера-
турой частиц, сохраняясь одинаковой с ней; в период, предшествующий
воспламенению, выгорание мало и расходом угольной пыли и кислорода
на реагирование можно пренебречь. Процесс самовоспламенения раз-
вивается в кинетической области. Для учета выхода и выгорания лету-
чих для кинетических констант (Ко и Е) взяты их эффективные зна-
чения.
В этом случае согласно [Л. 12, 13] уравнение (5-48) в развернутом
виде, отнесенное к единице объема, записывается в виде
$kopoCofQvu(-^^y e~EIRT — we (свД-НоСп)-77-”-^г-(Г — 7\) = 0, кВт/м3.
\ л i CLXr U>
(5-55)
Начальное условие: при х = 0 Т = 1\.
В уравнении (5-55):
Р —стехиометрический коэффициент, показывающий отношение
массы прореагировавшего топлива к массе израсходованного кисло-
рода;
кйе~Е,*т— константа скорости реакции, м/с;
Со и цо — соответственно концентрации кислорода и угольной пы-
ли, кг/м3;
/ и QpH — поверхность и теплота сгорания угольной пыли, м2/кг
и кДж/кг;
Wo — скорость потока при давлении 0,1013 МПа и температу-
ре 0°С, м/с;
св и сп — соответственно теплоемкость воздуха и пыли, кДж/(м3-К)
и кДж/(кг«К).
В безразмерном виде уравнение (5-55) совпадает с уравнением
(5-54), при этом безразмерная координата
_ pfeoCop.o2737QpH/?3
X = Л Wo (Св р.сСп) £з ’
а безразмерный коэффициент теплоотдачи
q_________________________ 4ас£3
— d^oCo^o2732/QPH/?3 ‘
Таким образом, уравнения (5-50) и (5-54) являются универсаль-
ными и могут быть использованы для аналитического исследования
процесса самовоспламенения как газовых, так и пылевоздушных
смесей.
Наиболее благоприятные условия для развития самовоспламенения
будут иметь место при отсутствии теплоотвода в стенки камеры. При-
няв в (5-54) Й=0, получим уравнение для адиабатического условия
в следующем виде:
<5-56)
В уравнении (5-56) явно не содержатся константы, отражающие
свойства топлива, и параметры, характеризующие режимные условия,
они входят в состав безразмерной координаты. Поэтому из его реше-
ния в безразмерных координатах
0=0 (%, 01) (5-57)
78
можно получить решение нестационарной задачи о самовоспламенении
любого топлива при любых режимных условиях.
Уравнение (5-56) допускает разделение переменных, но не интегри-
руется в квадратурах, поэтому было применено численное интегриро-
вание на электронной вычислительной машине [Л. 14].
Рис. 5-7. Возрастание безразмерной
температуры реагирующей смеси 0
в зависимости от безразмерной ко-
ординаты х при 2=0.
Рис, 5-8. Универсальная зависимость
для температуры самовоспламене-
ния 01 от безразмерной длины уча-
стка Хсв, предоставляемого для разви-
тия процесса воспламенения при
Q = 0.
Из решения уравнения для одного, а именно меньшего, значения
начальной безразмерной температуры 01, приведенного графически на
рис. 5-7, используя аддитивные свойства интеграла, можно также по-
лучить решение для любого большего
значения 01, как соответствующий уча-
сток основной кривой 0 = 0 (х, 01). Кри-
вая 0=i0 (х, 01) плавно и со все воз-
растающим темпом поднимается
вверх. Резкий подъем температурной
кривой означает наступление самовос-
пламенения. Значения величины коор-
динаты х, при которой наступает само-
воспламенение, т. е. длина участка
самовоспламенения хсв и, следователь-
но, соответствующий период индукции,
уменьшаются с повышением темпера-
туры 01. Поэтому при определении
ции от температуры самовоспламе-
нения (по 'Оси ординат lgxCB)-
длины участка самовоспламенения необходимо указывать температуру,
которой она соответствует. Например, длину участка самовоспламене-
ния при начальной температуре смеси 01 будем обозначать х®1.
На рис. 5-8 показана зависимость начальной температуры, при
которой происходит самовоспламенение, от длины участка хсв (периода
индукции). Этот график является универсальным для различных топлив
и режимные параметров.
Перестроив кривую 0i=f(xcB) в координатной системе lgxCB=/:(0i)
(рис. 5-9), получим зависимость для определения периода индукции,
необходимого для обеспечения воспламенения при начальной темпера-
туре 01:
1g хсв = - 2,36 -4- 0,292 4- .
U1
(5-58)
79
(5-59)
Отсюда температура самовоспламенения при заданном периоде
индукции может быть определена как
_ 0,292
°св “' 1g Хсв + 2,36 •
Для исследования процесса самовоспламенения в камере при нали-
чии теплоотвода в стенки и влияния аппаратурных условий было чис-
ленно проинтегрировано на ЭВМ. также и уравнение (5-54) [Л. 13, 14].
Пределы изменения значения безразмерного коэффициента теплоотво-
да, представляющие практический интерес, составляют Я = 0—270-10~4,
а начальной безразмерной температуры 01=0,052; 0,058; 0,0642; 0,070;
0,076.
Результаты численного интегрирования уравнения (5-54) приведе-
ны в виде графиков на рис. 5-10. Как видно, кривые возрастания тем-
Рис. 5-10. Возрастание безразмерной температуры реагирующей смеси по
безразмерной длине камеры.
пературы по длине камеры подразделяются на два типа. При высокой
интенсивности теплоотвода после некоторого повышения температура
стабилизируется, т. е. самовоспламенения не происходит. При мень-
ших значениях интенсивности теплоотвода Q, после медленного нараста-
ния температуры на некотором участке температурная кривая плавно
и со все возрастающим темпом поднимается вверх, что означает на-
ступление самовоспламенения. При этом, чем меньше П, тем меньше
период индукции. Наибольшее значение QK, при котором еще возмож-
но самовоспламенение при данном значении 01, является критическим
и разграничивает режимы на две области: при Q>QK самовоспламене-
ние не может совершиться, процесс характеризуется достижением
стационарной температуры смеси 0к, несколько превышающей темпера-
туру 61, а при П<ПК самовоспламенение может наступить.
Интенсивность теплоотвода характеризуется долей тепла, переда-
ваемой в окружающую среду, от общего тепловыделения
(5-60)
80
Аппаратурные условия могут быть охарактеризованы долей тепла
реакции, идущего на нагрев смеси (рис. 5-11):
2
Qh ___ <
Qp
7н =
(5-61)
В уравнении (5-61):
QH — количество тепла, идущего на нагрев смеси за единицу вре-
мени за счет тепла реакции;
Qp — тепловыделение;
Q = tg<p— интенсивность теплоотвода при данных аппаратурных.
и режимных условиям;
— критическая интенсивность теплоотвода.
При адиабатических условиях Q = 0, qn= 1, т. е. все тепло, выделяю-
щееся при химическом реагировании, расходуется на нагрев смеси, по-
этому период индукции будет мини-
мальным.
В стационарном состоянии в кри-
тической точке, на пределе воспламе-
нения, интенсивность теплоотвода рав-
на интенсивности тепловыделения. Все
выделяющееся тепло отводится в окру-
жающую среду |(<7н=0) и поэтому пе-
риод индукции стремится к бесконеч-
ности. На рис. 5-11, на котором кривой
Qp выражено тепловыделение, а пря-
мыми 1 и 2 — теплоотвод при значениях
начальной температуры смеси 0! и
0CBi, этот режим характеризуется точ-
кой касания К кривых Qp и 1. В точ-
ке К интенсивность тепловыделения
Рис. 5-11. к определению влияния
аппаратурных условий на процесс
самовоспламенения.
dQ^ldT равняется интенсивности теплоотвода dQnldT, выражаемой угло-
вым коэффициентом tg ср прямой теплоотвода.
С повышением начальной температуры при той же интенсивности
теплоотвода Q=tg ср (выражается на рис. 5-11 переносом прямой теп-
лоотвода 1 в положение 2 параллельно самой себе по направлению воз-
растания 01), благодаря превышению интенсивности тепловыделения
над интенсивностью теплоотвода qn увеличивается, что приводит
к уменьшению периода индукции.
Проведя из точки 0“ касательную к кривой Qp и опустив из точки
касания 7<i перпендикуляр на ось абсцисс, можно по построению, при-
веденному на рис. 5-11, определить величину
= (5-62)
Qp
Расчетами установлено, что при повышении начальной температу-
ры до 0CBi, обусловливающей состояние, когда дн^>0,9, что отвечает
условию й<С0,1Нк, период индукции при наличии теплоотвода мало
отличается от адиабатического периода индукции Тг>ад. Следовательно,
при Q = O,1QK аппаратурные условия таковы, что несущественно замед-
ляют протекание химического реагирования и поэтому начальная тем-
пература смеси 01, при которой наступает самовоспламенение, будет
зависеть только от свойств горючей смеси и режимных условий.
По условию П = 0,1Пк может быть определен критический диаметр
камеры сгорания <Д. Для получения данных по температуре самовос-
6—541 81
пламенения, свободных от влияния аппаратурные условий и отражаю-
щих реакционные свойства топлив и влияние физических параметров,
опыты следует проводить в камере с d>dK.
Следовательно, начальная температура смеси, при которой само-
воспламенение возможно зависит от. свойств топлива, физических усло-
вий, периода индукции и аппаратурных условий, т. е.
Со; Но; /; т; <?н). (5-63)
Для однозначного определения температуры самовоспламенения
необходимо оговорить период индукции, задав его значение ограничен-
ной, практически приемлемой величиной, а также оговорить аппара-
турные условия величиной <7н=0,9-Н.
Начальная температура Т\, при которой в процессе реагирования
в условиях, близких к адиабатическим, самопроизвольный разогрев мо-
жет быть достигнут в течение определенного периода индукции своей
RT2
критической величины Д71к=-^1, называется температурой на пределе
воспламенения, а температура TK=Ti+ATK, после которой скорость
реакции резко увеличивается, называется температурой самовоспламе-
нения.
Значения температур самовоспламенения, удовлетворяющие дан-
ному ее определению, зависят от свойств топлива и режимных пара-
метров и поэтому могут быть признаны физико-химическими констан-
тами. Температуру самовоспламенения различных топлив можно
определить по универсальному графику, приведенному на рис. 5-9, опи-
сываемому формулой (5-59).
Предельное повышение температуры при режиме с отсутствием са-
мовоспламенения можно определить решением стационарной задачи
для данных условий. В уравнении (5-54), опуская второй, нестационар-
ный член, находят параметры стационарного состояния на пределе вос-
пламенения из условия равенства тепловыделения теплоотводу и ра-
венства их первых производных по температуре, т. е.
-51-е_Х=Йк(0к-ек.) (5-64)
и
В уравнениях (5-64) и (5-65):
0К1 — критическое значение начальной безразмерной температуры;
0К — температура смеси на пределе воспламенения;
QK— критическая безразмерная интенсивность теплоотвода.
Совместное решение уравнений (5-64) и (5-65) дает величину са-
моразогрева на пределе воспламенения:
Д0к = 6к-6«.= ,2 га, (5-66)
Переходя в уравнении к размерным величинам и пренебрегая ма-
лой величиной RT/E по сравнению с единицей, получаем величину са-
моразогрева, равную
ДГ, = ^У. (5-67)
Соотношение (5-67) следует понимать так, что если самопроизволь-
ный разогрев реагирующей смеси достигнет АТК, то самовоспламенение
82
станет возможным. В противном случае самовоспламенение не на-
ступит.
Заметим, что в выражение критического саморазогрева (5-67) не
входят аппаратурные и режимные параметры и период индукции. Ве-
личина критического разогрева зависит лишь от реакционных свойств
топлива. Это означает, что в любых аппаратурных и режимныд усло-
виях самовоспламенение может совершиться после достижения крити-
ческой величины самопроизвольного разогрева ДТК.
Период индукции, необходимый при данной величине начальной
температуры для достижения саморазогрева АТК, после которого про-
цесс переходит в стадию воспламенения, зависит от аппаратурных и.
режимных условий и рода топлива.
ГЛАВА ШЕСТАЯ
ТУРБУЛЕНТНАЯ ДИФФУЗИЯ
6-1. ПЕРЕДАЧА ВЕЩЕСТВА И ТЕПЛА В ПОТОКЕ
Интенсивность протекания процессов горения, как будет показано
дальше, зависит от интенсивности передачи вещества и тепла в потоке,
которая происходит как за счет движения газа массовым потоком, так
и диффузией и теплопроводностью.
В потоке газов диффузия и теплопроводность совершаются как бла-
годаря тепловому движению молекул (молекулярная диффузия и теп-
лопроводность), так и за счет беспорядочного движения молей газа:
различного состава и температуры (турбулентная диффузия и тепло-
проводность) .
Молекулярная теплопроводность в среде с одинаковой концентра-
цией во всем ее объеме и диффузия в изотермической среде имеет ме-
сто при наличии соответственно градиента температуры или градиента
концентрации посредством самопроизвольного выравнивания темпера-
тур и концентраций.
В газовой смеси при протекании химических реакций из-за гради-
ентов температур и концентраций одновременно протекают процессы
теплопередачи и диффузии. При этом градиент концентраций, так же
как и градиент температур, может вызвать тепловой поток, так назы-
ваемую диффузионную теплопроводность, а градиент температур наряду
с теплопроводностью может вызвать массовый поток — термодиффузию.
Поэтому в выражение для теплового потока следует ввести еще член,
пропорциональный градиенту концентрации, а в выражение для диффу-
зионного потока — член, пропорциональный градиенту температур, учи-
тывающие диффузионную теплопроводность и термодиффузию.
Опытами установлено, что диффузионный поток вещества пропор-
ционален градиенту концентрации и градиенту температуры:
тм=:-Г)-^- kD-^-. (6-1)
ах ах \ г
В уравнении (6-1):
тм—количество вещества, переносимое молекулярной диффузией
через единицу сечения за единицу времени, моль/(м2-с);
D — коэффициент пропорциональности, равный количеству вещест-
ва, диффундирующего через единицу поверхности за единицу времени
при dC]dx=\, называемый коэффициентом молекулярной диффу-
6* 8&
-зии, м2/с. Знак минус указывает на то, что поток вещества направлен
в противоположную сторону по отношению к градиенту концентраций;
kD — коэффициент термодиффузии;
С — концентрация диффундирующего вещества, выражаемая как
количество данного вещества в единице объема смеси, моль/м3 или
кг/м3;
х — координата вдоль направления диффузионного потока.
Коэффициент диффузии зависит от температуры в степени п =
= 1,54-2 и обратно пропорционален давлению
где Do — коэффициент диффузии при давлении ро = 0,1013 МПа и тем-
пературе 0°С; Т — температура, К; р — давление, Па.
Для газов с близкой молекулярной массой, а также при сравни-
тельно малом градиенте температуры термодиффузией можно пре-
небречь. В этом случае диффузионный поток тм, моль/(м2-с) или
кг/(м2-с), т. е. количество вещества, переносимое посредством диффу-
зии через единицу поверхности за единицу времени, выражается зако-
ном Фика:
т“=-°-зг- (6-2)
Переходя к относительной объемной концентрации Ci = Ci!z с уче-
том того, что z=p/p, где р—плотность смеси, а ц— ее молекулярная
масса, получаем:
Шм==_£) (б-2а)
р. ах ' '
В формуле (6-2) градиент концентрации можно согласно (4-8) за-
менить градиентом парциального давления, тогда поток диффундирую-
щего газа
(6-26)
В случае неизотермической диффузии расчеты по формуле (6-26)
дают более точные результаты.
Поток тепла, распространяющийся посредством молекулярной теп-
ллпрлпл пнлгти, ik-Дж,/ (м2. г) , ныряжяртся формулой Фурье:
(6-3)
где X — коэффициент молекулярной теплопроводности, кВт/(м-К).
Движение газа происходит либо под влиянием разности темпера-
тур или концентраций, либо под влиянием внешних сил. В первом слу-
чае процесс называется естественной или свободной конвекцией, а во
втором — вынужденной конвекцией. Суммарный диффузионный и кон-
вективный поток вещества т, моль/(м2-с), составляет:
т=-О-^ + ГхС, (6-4)
или с учетом того, что согласно (4-12) C =
т~~ » (6-4а)
•8 4
а поток тепла qt кДж/(м2-с),
? = + (6-5)
В уравнении (6-5):
Л — коэффициент теплопроводности;
Wx — составляющая скорости в направлении оси х;
Т — температура;
ср — теплоемкость;
р — парциальное давление.
В уравнениях (6-4) и (6-5) первые члены выражают перенос ве-
щества или тепла, происходящий за счет диффузии и теплопроводности,
а вторые члены — перенос вещества или тепла потоком газа, т. е. кон-
вективный перенос.
Дифференциальное уравнение для изменения концентрации диф-
фундирующего вещества в направлении х в стационарно протекающем
.процессе записывается как
_Г«-^- + °4ч- = 0- (6-6)
ах 1 ах2 4 /
Отношение количеств вещества, переносимых конвекцией и моле-
кулярной диффузией, характеризуется безразмерным соотношением,
называемым диффузионным критерием Пекле:
Ред = -^г, (6-7)
где I — характерный размер потока (при обтекании частицы — ее диа-
метр) .
При большом значении Ред молекулярной диффузией можно пре-
небречь.
Отношение (6-7) можно написать в виде
РеД=-¥-тг=КеРг- (6’8)
Диффузионный критерий Рг состоит лишь из физическцх парамет-
ров и характеризует собой физические свойства жидкости, для газов
его можно приближенно принять равным единице. Тогда
Ред^Не. (6-9)
Передача вещества и тепла молекулярной теплопроводностью и
диффузией происходит медленно, эти процессы гораздо интенсивнее
совершаются за счет конвекции. По эффективности турбулентная диф-
фузия и теплопроводность соизмеримы с конвективным переносом.
Таким образом, интенсивность передачи тепла и вещества зависит
от характера движения газа, которое может быть ламинарным или
турбулентным.
6-2. ТУРБУЛЕНТНОСТЬ. ХАРАКТЕРИСТИКИ ТУРБУЛЕНТНОСТИ
Ламинарное и турбулентное движения
В прямолинейном канале при очень малой скорости потока отдель-
ные струи движутся параллельно друг другу, без видимого обмена
жидкостью, содержащейся в них. Такое упорядоченное установившееся
движение называется ламинарным (или струйчатым). В ламинар-
ном потоке скорость в каждой точке со временем не меняется.
85
В ламинарном потоке скорость по сечению распределена по пара-
болическому закону, у стенки канала она равна нулю. Средняя скорость
по сечению канала составляет половину максимальной скорости.
При увеличении скорости потока параллельное движение струек
нарушается, их пути становятся неправильными, извилистыми и, на-
конец, струйки распадаются на отдельные элементарные объемы жид-
кости— моли. Последние независимо одна от другой увлекаются бес-
порядочными движениями и перемещаются по индивидуальным непра-
вильным криволинейным траекториям. В результате беспорядочного
движения частиц происходит интенсивное перемешивание жидкости.
Такое неупорядоченное неустановившееся движение называется турбу-
лентным.
В частности, в случае движения одного слоя жидкости вдоль дру-
гого при наличии поперечного градиента скорости появляются возмуще-
ния, приводящие при достаточно больших числах Re к возникновению
турбулентности. Граница раздела между ними неустойчива. В этой об-
ласти возникает вихревое движение, превращающее первоначально
равномерное движение в хаотическое. Вдоль по течению область рас-
пространения хаотического движения расширяется.
В процессах горения важное значение имеет турбулентное дви-
жение.
В турбулентном течении благодаря интенсивному перемешиванию
жидкости скорость по сечению распределяется более равномерно, сред-
няя скорость по сечению канала составляет 80—85% максимальной
скорости. Наибольший градиент скорости наблюдается около стенки
в очень тонком пограничном слое, толщина которого уменьшается с уве-
личением скорости течения.
Таким образом, турбулентное движение можно представить как бес-
порядочное движение отдельны^ молей жидкости. По размерам моли
жидкости могут быть от самых больших, соизмеримых с поперечными
размерами потока, до самых малых. Моли постоянно возникают и ис-
чезают, существуя как индивидуальные образования ограниченное вре-
мя. В результате непрерывного беспорядочного передвижения молей
жидкости в каждой точке турбулентного потока скорость во времени
изменяется по величине и по направлению нерегулярно, колеблясь око-
ло некоторого среднего значения. Пульсирует и поле давлений.
Отклонение значения истинной скорости от средней по времени
U-'U = U' (6-10)
называется пульсационной скоростью.
Пульсационная скорость непрерывно изменяется и по величине, и
по направлению. По абсолютной величине U' преимущественно меньше
средней скорости, она доходит до ±30% U и более. Пульсационная
скорость по направлению одинаково часто меняется вдоль и поперек
потока и может быть положительной и отрицательной. Среднее значе-
ние пульсационной скорости за достаточно большой промежуток вре-
мени по определению равно нулю.
Движение жидкости в турбулентной области неустановившееся.
Если осредненные величины скоростей и напряжений остаются посто-
янными во времени, то такое движение называют установившимся пуль-
сационным или в среднем установившимся движением.
Несмотря на совершенно произвольные колебания, при установив-
шемся пульсационном движении U в каждой точке за достаточно про-
должительный период времени принимает определенное значение и на-
86
правление, характеризует собой статистический результат произвольных
изменений скорости и обусловливает постоянный осредненный поток.
В технических расчетах пользуются осредненными, среднестатистиче-
скими скоростями; истинное пульсирующее поле скоростей заменяется
осредненным прямолинейным движением и 'рассма-
тривается распределение осредненных скоростей.
Рассматривая плоский равномерный поток
с осью х, направленной вдоль движения, можно
осредненную скорость выразить в зависимости от
ординаты у (рис. 6-1). Можно представить, что
в таком потоке отдельные слои двигаются парал-
лельно друг другу с осредненной скоростью.
Частица (моль) газа, имеющая в данном месте
скорость U, проскакивая поперек потока отрезок,
равный длине пути смешения, попадает в слой, где
значение средней скорости отличается от U на ве-
личину:
ду=/т ®-.
dy
Рис. 6-1. Перенос им-
пульсов при турбу-
лентных пульсациях
скорости.
(6-11)
В формуле:
/т — длина пути смешения;
dujdy — местный градиент скорости.
Слияние этой частицы с массой нового слоя сопровождается скач-
кообразным изменением, т. е. пульсацией скорости на величину
t7' = A£7 = /T_^_. (6-12)
Следовательно, продольная пульсационная скорость есть не что
иное, как относительная скорость, которую имеют частицы, попадаю-
щие из области одной скорости в область другой.
Применение принципа неразрывности к элементарному объему по-
зволяет установить связь между осевым и поперечным компонентами
пульсационной скорости. Из неизменности массы следует предположе-
ние о том, что пульсирующие течения в осевом и поперечном направле-
ниях должны компенсировать друг друга, и, следовательно, в среднем
осевые и поперечные компоненты пульсационной скорости должны быть
одного порядка.
Таким образом, механизм турбулентности представляется в неко-
торой степени аналогичным механизму молекулярного движения. Раз-
личие заключается в том, что во втором случае перемешивание проис-
ходит в результате беспорядочного теплового движения молекул,
в случае же турбулентного движения перемешивание совершается
в результате беспорядочных движений молей газа. В соответствии
с этой аналогией введено понятие длины пути смешения, имеющее для
турбулентного движения такой же смысл, как понятие о средней длине
пробега молекул в кинетической теории газов. Длина пути смешения
есть расстояние, на которое перемещаются моли газа некоторого слоя
до внедрения их в другой, или, другими словами, это путь, на 'протя-
жении которого частица сохраняет свою индивидуальность, т. е. дви-
жущийся моль газа проходит это расстояние, не распадаясь. В част-
ности, это некоторая средняя поперечная длина, пройдя которую от-
дельные, перемещающиеся в потоке моли жидкости теряют свою
87
скорость и приобретают скорость окружающей среды. Обычно величина,
масштаба свободной турбулентности составляет некоторую долю мень-
шего размера потока.
Длина пути смешения по порядку совпадает с поперечным разме-
ром моля, движущегося в течение данного отрезка времени как единое-
целое, поэтому его можно представлять так же и как средний диаметр
жидкого комка или вихря, а следовательно, как некоторый характерный
масштаб турбулентности в данной точке потока. Следовательно, мас-
штабом турбулентности является также осредненное значение длины
пути смешения как величина, ^характерная для процесса турбулентного-
перемешивания.
В непрерывной среде, состоящей из бесконечно большого числа ча-
стиц и обладающей исключительной подвижностью, сила тяжести и ско-
рость турбулизируют поток. Наоборот, вязкость уменьшает подвиж-
ность частиц и тем самым действует как стабилизирующий фактор.
Поэтому отношение сил инерции, к которым относится сила тяжести и
сила, соответствующая кинетической энергии, к силам вязкости харак-
теризует степень турбулентности потока.
Это отношение называют критерием Рейнольдса
Re=V_==~ • <6-13>
В формуле:
р — плотность среды, кг/м3;
W— средняя скорость потока, м/с;
ц— коэффициент динамической вязкости, н-с/м2;
v — коэффициент кинематической вязкости, м2/с;
/ — линейный параметр, характеризующий форму поперечного се-
чения потока, м.
Наличие стенок ограничивает свободу движения частиц и тем са-
мым стабилизирует поток, поэтому в выражение критерия Рейнольдса
входит также линейный параметр, характеризующий форму поперечно-
го сечения потока.
Повышенное значение критерия Рейнольдса указывает на большую
степень турбулентности. Экспериментально было установлено, что при
значениях Re<ReKp=:::232O в трубах и каналах движение имеет лами-
нарный характер, а при Re>ReKp--турбулентный. При значениях Re
значительно выше критического молекулярная вязкость перестает
играть заметную роль, наступает область развитой турбулентности.
Все выше сказанное о механизме турбулентного движения относится
к области развитой турбулентности, когда эффектом молекулярной
диффузии и теплопроводности можно пренебречь по сравнению с тур-
булентным массо- и теплообменом.
Степень турбулентности
Колебания скорости в каждой точке турбулентного потока проис-
ходят вокруг некоторого среднего ее значения. Поэтому средняя ско-
рость является одной из основных ^характеристик пульсирующей ско-
рости.
Так как среднее значение пульсационной скорости равняется нулю,,
то для оценки величины амплитуды отклонений истинной скорости от
средней введено понятие среднего квадратичного отклонения пульсаци-
онной скорости Оу— 2.
88
Величина (Зу Дает меру рассеяния случайной величины и является
•основной характеристикой амплитуды пульсации скорости в фиксиро-
ванной точке. Среднее значение квадрата пульсационной скорости за
некоторый промежуток времени определяется следующим образом:
t
U^^-L^U-Uydt, (6-14)
о
где t — период осреднения.
Средние квадратичные отклонения двух других проекций скорости
соответственно определяются как
и (6-15)
Таким образом, для характеристики пульсирующей скорости необ-
ходимо знать средние значения трех проекций скорости и средние квад-
ратичные значения проекций пульсационной скорости.
Отношение средней квадратичной пульсационной скорости, при-
нимаемой за меру пульсационной скорости, к средней скорости
VW
S = -- _-
U
(6-16)
•называется интенсивностью или степенью турбулентно-
сти. Это отношение также называют числом Кармана. Критерий 8 вы-
ражает отношение дополнительных турбулентных напряжений к силам
инерции и является первой характеристикой турбулентности.
Масштабы турбулентности
Пульсации скоростей в различных точках связаны между собой
статистическими связями. Основной количественной мерой связи между
статистическими явлениями в теории вероятностей является коэффи-
циент корреляции (связи)—отношение среднего значения про-
изведения пульсационных скоростей к произведению их средних квад-
ратичных значений.
Коэффициент корреляции между скоростями пульсации U\ и U'2
в двух точках осредненного плоского потока с основным направлением
течения по х, находящихся одна от другой по оси у на расстоянии р =
= г/2—У1 в один и тот же момент времени,
Ч 1 /’/772" 1 Г
(6-17)
Корреляция пульсационных скоростей в точках, близких друг
к другу, большая. При совпадении сравниваемых точек коэффициент
корреляции между одноименными проекциями скорости равен единице,
т. е. при т]=0 ^=1.
С увеличением расстояния взаимозависимость пульсаций в этих точ-
ках ослабляется, так как эффективное влияние турбулентных возму-
щений распространяется на весьма малую область. Если расстояние
между рассматриваемыми точками велико по сравнению с турбулент-
ными перемещениями, то связь между пульсационными скоростями те-
ряет функциональный характер, они становятся почти независимыми и
поэтому осредненное значение их произведения становится равным
нулю, т. е. при т]—*оо ^=0.
89
Уменьшение корреляции с расстоянием означает, что закономерная
связь между гидродинамическими величинами имеется в бесконечно
малых объемах потока, для которых коэффициент корреляции между
скоростями в двух точках равен единице. При конечных расстояниях
связь между этими величинами теряет функциональный характер.
С увеличением числа Re коэффициент корреляции возрастает.
Распределение коэффициента корреляции в пространстве позволяет
оценить границы областей возмущений, средние размеры этих областей,
т. е. найти средний масштаб турбулентности.
Линейная величина
Ly= Jr d-q (6-18)
о
представляет собой среднее расстояние, на которое распространяется
корреляционная связь скорости в данной точке со скоростями в другцх
точках и поэтому является некоторым средним размером масс жидко-
сти, формирующих поток, и характеризует средний эффективный раз-
мер перемешивающихся молей. Эта величина называется эйлеровым
поперечным масштабом турбулентности.
Величина масштаба турбулентности является второй статистиче-
ской характеристикой турбулентного потока и дает представление
о пространственной структуре турбулентных возмущений, характеризу-
ет размеры больших вихрей в турбулентном потоке.
Можно составить коэффициент корреляции также и для точек, ле-
жащих на оси х на расстоянии $ = х2—х± одна от другой, и соответст-
венно вычислить продольный эйлеров масштаб турбулентности:
о
(6-19)
Коэффициент корреляции между двумя составляющими пульсаци-
онной скорости в одной и той же точке
Vu'22 Vv'2
(6-20)
характеризует величину дополнительных турбулентных напряжений.
Корреляция одного и того же компонента в данной точке в разные
моменты времени позволяет определить эйлеров макромасштаб време-
ни для данной оси:
о
(6-21)
где
О U'i Ro) U’l Ro + 0 .
'кв
V'i =Vu'2.
кв г 1
Эйлеров макромасштаб времени t. представляет собой время, в те-
чение которого крупные моли со средней скоростью U проносятся через
фиксированную точку пространства.
90
При однородной турбулентности осциллограмма мгновенной скоро-
сти, снимаемая в данной точке потока по времени, практически иден-
тична мгновенному распределению скорости по направлению потока
(ось х), поэтому коэффициенты корреляции Ri£ и Rx тождественно
равны друг другу при наличии связи x—Ut.
Соответственно
Если некоторая частица жидкости в момент прошла через задан-
ную точку потока, имея скорость то в момент (tQ + f) ее скорость
составляет t/'(^o + O и лагранжев коэффициент корреля-
ции по оси i равен:
_^z(£o)C^z(/o+^ (6-22)
и-2
Соответственно лагранжев макромасштаб времени:
оо
=fR„(Z)d/, (6-23)
Ь J IL,
О
.а лагранжев макромасштаб длины, являющийся макромасштабом ви-
хревой диффузии:
<6-24>
Лагранжев масштаб длины L. характеризует расстояние, на которое
перемещаются моли, сохраняя свою индивидуальность, а лагранжев
макромасштаб времени t. — время, в течение которого моль проходит
это расстояние.
Частота пульсаций
За средний период пульсации принимается отношение t/N, где N —
число максимумов или минимумов мгновенной скорости за период
осреднения t.
Величина, обратная периоду пульсации,
0)=-^, (6-25)
показывающая число пульсаций скорости в данной точке за секунду,
называется частотой пульсаций.
Частота пульсаций скорости является третьей основной характери-
стикой турбулентности. В турбулентных потоках наблюдаются широкие
спектры частот. Поэтому за меру частоты пульсаций принимают либо
частоту, более всех повторяющуюся, либо некоторую среднюю частоту.
Различают низкочастотную (крупномасштабную) и высокочастотную
(мелкомасштабную) турбулентность.
6-3. ЯВЛЕНИЯ ТУРБУЛЕНТНОГО ПЕРЕНОСА В ПОТОКЕ
Наличие поперечных пульсаций скоростей очень существенно для
механики турбулентного потока. Под действием поперечных компонен-
91
тов пульсационной скорости между слоями имеет место обмен молями
жидкости, т. е. в потоке происходит перемешивание. Моли газа при
перемещении из однОго слоя в другой одновременно переносят и состав-
ляющее их вещество, и присущие им энтальпию и количество движения.
Поэтому если в потоке имеются газы различного состава или какие-
либо примеси, неравномерно распределенные в потоке, или имеется не-
равномерное распределение скорости или температуры, то в результате
обмена масс движущегося потока выравнивается распределение приме-
сей, температур, скоростей или других субстанций потока, т. е. происхо-
дит перемешивание. Это явление называется турбулентным п е р е-
н о с о м.
Перенос количества движения создает турбулентное трение между
слоями; перенос примесей обусловливает турбулентную диффузию этих
примесей; перенос тепла — турбулентную теплопроводность.
Так как явления турбулентного переноса имеют один и тот же вну-
тренний механизм, то коэффициенты турбулентной диффузии DT, темпе-
ратуропроводности ят и кинематической вязкости vT по своей величине
одного порядка, а интенсивность явлений турбулентного переноса про-
порциональна произведению длины пути смешения на скорость пуль-
сационного движения, т. е.
DT /т£//;=ет. (6-26}
Величину ет, м2/с, называют коэффициентом турбулент-
ного обмена, эта величина в силу переменного характера /т и U' то-
же переменна, зависит от гидродинамических условий и поэтому явля-
ется функцией координат и степени турбулентности.
Турбулентное движение является неупорядоченным, в нем некото-
рые моли газа исчезают, возникают новые, изменяются их величина и
скорость, в среднем оставаясь как бы неизменным. Турбулентное дви-
жение характеризуется средними по времени значениями ет, /т и]Л(/'2.
Величины /т и U' независимы друг от друга. Поэтому даже в пото-
ках с одинаковым коэффициентом турбулентного обмена /т и U' могут
быть разными, тогда как их произведение будет одинаковым. В связи
с этим различают два типа турбулентности: мелкомасштабную турбу-
лентность с большей величиной пульсации и малой длиной /т и крупно-
масштабную турбулентность с крупными объемами молей и малой ве-
личиной пульсации скорости.
Сравнивая процессы турбулентного и молекулярного переноса, сле-
дует заметить, что пульсационная скорость гораздо меньше скорости
молекулярного движения, но длина пути смешения намного больше, чем
длина свободного пробега молекул. Кроме того, в турбулентном потоке
перемешивание осуществляется благодаря пульсационному движению
частиц, обладающих значительной массой, поэтому в турбулентном по-
токе явления переноса протекают значительно интенсивнее, чем явле-
ния молекулярного переноса. Турбулентная диффузия совершается зна-
чительно интенсивнее молекулярной диффузии, турбулентная теплопро-
водность значительно больше молекулярной теплопроводности, наконец,
касательные напряжения в турбулентном потоке во много раз больше
напряжения сил трения при вязком сопротивлении.
6-4. ТЕОРИЯ ПЕРЕНОСА КОЛИЧЕСТВА ДВИЖЕНИЯ
Ввиду сложности статистического метода применительно к развито-
му свободному турбулентному течению были разработаны полуэмпири-
92
ческие теории. В частности, Л. Прандтлем разработана теория переноса
количества движения, а Г. Тейлором — теория переноса завихренности.
Физическая модель механизма турбулентного движения была пред-
ложена Л. Прандтлем в 1925 г. в следующем виде. В турбулентном те-
чении возникают жидкие комки, т. е. элементарные конечные объемы
жидкости, или, как их называют, моли, каждый из которых на протя-
жении некоторого расстояния, называемого длиной пути смешения, дви-
жется в виде единого целого с собственной скоростью, сохраняя коли-
чество движения, а пройдя это расстояние, смешивается с окружающей
жидкостью.
В установившемся осредненном потоке, направленном вдоль оси х
со скоростным профилем U=U(y), выделим площадку dS, направлен-
ную вдоль течения (рис. 6-1). Вследствие наличия поперечных пульса-
ционных скоростей за промежуток времени dx из слоя у со скоростью
О (у) через площадку dS протекает в слой у + l? со средней скоростью-
t7(z/4-/T) масса жидкости pV'dSdx, количество движения которой при
этом изменится на величину pV'dSdxln
Согласно теореме импульсов изменение количества движения рав-
но и противоположно по знаку импульсу сил, с которой окружающая
среда действует на площадку за тот же промежуток времени, т. е.
pV7T dSdx = - Pdx. (6-27)
Относя уравнение (6-27) к единице площади"и времени и учитывая,
что согласно (6-12) /т— = (7,> получаем напряжение турбулентного трения
яу
tw=^-=-pl/T'. (6-28).
При распределении скоростей, соответствующем рис. 6-1, частицы
жидкости, поступающие в рассматриваемый слой снизу, имеют положи-
тельную поперечную пульсационную скорость и создают в ней отрица-
тельную продольную пульсацию. Напротив, частицы, поступающие
•сверху, имеют отрицательную поперечную пульсацию и создают положи-
тельную продольную пульсацию. Поэтому произведение U'V'<0. Из-за
наличия пульсаций возникает сила со стороны верхней части потока
в положительном направлении оси х, дающая дополнительное напряже-
ние трения х. В результате верхняя часть ускоряет нижнюю, а нижняя
часть создает сопротивление для верхней.
Приняв, что поперечные и продольные компоненты пульсационной
скорости одного порядка, подставив их значения согласно (6-12)
в (6-28) с учетом того, что их произведение имеет отрицательный знак,,
получим формулу турбулентного трения:
(б-29)
Уравнение (6-29) записывается в таком виде для того, чтобы пока-
зать, что знак хХу должен быть таким же, как и знак производной dUldy.
Формула (6-29) показывает, что турбулентные касательные напря-
жения пропорциональны квадрату скорости, и содержит одну неизвест-
ную величину — длину пути смешения, являющуюся функцией у. По
теории Прандтля в случае движения жидкости в трубах длина пути сме-
93-
шения возрастает с удалением от стенки пропорционально расстоянию
от нее до рассматриваемой точки, т. е.
1^ = ау, (6-30)
где а — некоторая постоянная величина.
Таким образом, напряжение турбулентного трения определяется по-
перечным переносом продольной составляющей количества движения.
Из (6-29) следует, что по известному полю скорости и значениям
хху можно вычислить величину пути смешения. И. Никурадзе на основе
измерений распределения скоростей в круглой трубе получил, что /т на
разных расстояниях от стенки изменяется в пределах от 0 до 0,14 ра-
диуса трубы.
Т. Карман, стремясь освободиться в выражении для т от длины
пути смешения, пришел к выводу, что ее можно выразить через извест-
ные гидродинамические величины, а именно
dU
(6-31)
d*U '
di/2
причем коэффициент х получился постоянным и равным
х = 0,38 ч-0,40.
По аналогии с законом для касательного напряжения в ламинар-
ном течении Т. В. Буссинеск предложил для определения турбулентного
касательного напряжения следующую формулу:
= (6-32)
Величина А по аналогии с коэффициентом вязкости в законе тре-
ния для вязкой жидкости Ньютона рассматривается как коэффициент
некоторой воображаемой «турбулентной» вязкости. Соответственно ве-
личина Л/р = ет, рассматриваемая как коэффициент кажущейся кинема-
тической вязкости турбулентного течения, называется коэффициентом
турбулентного обмена. Коэффициент турбулентной вязкости во много
и даже сотни раз превышает коэффициент вязкости ламинарного тече-
ния. Только в непосредственной близости к стенке величина А сравнима
с величиной ц, причем на самой стенке Л=0. В связи с этим в потоке,
кроме области, непосредственно примыкающей к стенке, и в свободных
потоках можно пренебрегать вязкими напряжениями по сравнению
с турбулентными.
Формула (6-32) обладает тем недостатком, что коэффициенты А
и Ет не являются физическими константами жидкости, а зависят от ско-
рости U. Поэтому для возможности использования формулы (6-32) не-
обходимо эмпирически найти связь между коэффициентом А и полем
осредненных скоростей.
Сравнивая выражение (6-29) и (6-32), видим, что коэффициент
турбулентной вязкости
(б'33)
-94
а кинематической вязкости турбулентного течения 8Т, м2/с, выражается
формулой
dU
dy
ет — 1\
(6-34)
Вычислим теперь изменение х— составляющей количества движе-
ния. За промежуток времени dx сквозь площадку dS, перпендикуляр-
ную оси х, протекает масса жидкости pdSUdx и переносит с собой ко-
личество движения, равное pdSU^dx. Осредняя скорость во времени,
получаем изменение количества движения за единицу времени
pdS(72 =pdS (P-j-t/')2, (6-35)
так как
VU' = UU'~0,
ТО - __ _____
?dSU2 = pdS(U* + U'>).
Вследствие переноса количества движения возникает сила, с кото-
рой окружающая среда действует на рассматриваемую площадку, чис-
ленно равная и противоположная по знаку изменению количества дви-
жения. Последнее означает, что на площадку перпендикулярно оси х
действует сила, направленная внутрь поверхности, как давление с на-
пряжением —р (U2 4- U*).
Слагающая
о == — р(7'2 (6-36)*
является дополнительным нормальным напряжением, вызванным нали-
чием пульсационных скоростей.
Представляя физическую модель турбулентности как перенос вих-
рей, Т. Тейлором получено, что
ХХу — =L_ -J- р/ т • (6-37
Эта формула отличается от формулы Прандтля (6-29) только мно-
жителем 1/2. Последнее означает, что длина пути смешения в теории,
переноса завихренности в 2 раз больше длины пути смешения в тео-
рии переноса количества движения.
6-5. ПЕРЕНОС ТЕПЛА И ПРИМЕСЕЙ В ТУРБУЛЕНТНОМ ПОТОКЕ
Одновременно с переносом количества движения при турбулентном
перемешивании происходит перенос и других субстанций текущей жид-
кости: энтальпии и вещества жидкости, различных
примесей в жидкости.
Предположим, что механизм переноса импуль-
сов аналогичен механизму переноса тепла. Рассмо-
трим плоский поток, в котором температура изме-
няется в направлении оси у (рис. 6-2). Пусть ча-
стица жидкости из некоторого слоя, находящегося
от стенки на расстоянии у, в котором среднее зна-
чение энтальпии составляет Q(y), перемещается
перпендикулярно направлению потока на расстоя-
ние /т и внедряется в слой, где осредненное значе-
ние энтальпии равно Q(z/ + /T).
При таком перемещении частиц через единицу
площади, нормальной к направлению оси у, за еди-
Рис. 6-2. Перенос
тепла при турбулент-
ных пульсациях ско-
рости.
95
ницу времени будет перенесено тепла
= V [Q (у) - Q (у + ZT)J = - V [Q (у + IJ-Q. (у)\ = - VL, %. (6-38)
Слияние перемещающихся частиц с массой нового слоя вызовет
’изменение ее температуры, т. е. пульсацию температуры. Изменение
температуры связано с изменением удельной объемной энтальпии
уравнением
dQ __ dT
,6-39>
тде cp — теплоемкость при постоянном давлении, кДж/(кг-К).
Подставив в уравнение (6-38) величину пульсационной скорости и
величину изменения удельного теплосодержания согласно (6-11) и
(6-39), получим для ^т, кДж/(м2-с):
Знак минус указывает, что тепло распространяется в сторону убы-
вающих температур.
Перенос тепла указанным способом называется турбулентной тепло-
проводностью.
По аналогии с молекулярной теплопроводностью можно написать:
?T=-ZT^. (6-41)
-а величину Лт назвать коэффициентом турбулентной теплопроводности.
Из сравнения выражений (6-40) и (6-41) видно, что
dU
dy
Лт -- Срр/т*
(6-42)
Отношение
Лт
So — ------
4 Ср?
dU
dy
(6-43)
называется коэффициентом турбулентной температуро-
проводности.
В потоке жидкости с неравномерно распределенной примесью при
турбулентном перемешивании возникает перенос массы примеси, назы-
ваемый турбулентной диффузией. Пусть в плоском потоке концентра-
ция изменяется в направлении оси у. Частица жидкости из некоторого
слоя у, в котором осредненная концентрация составляет С (у), кг/кг,
перемещается перпендикулярно направлению потока на расстояние
и внедряется в слой, где осредненное значение удельного содержания
примеси равно C(z/4-Zt). При переходе частицы переносят примесь в ко-
личестве pV'C(y). Частицы, двигающиеся в обратном направлении, пе-
реносят примесь в количестве
pV'C (z/4-Zt) .
Осредненный результирующий поток примеси через единицу пло-
щади за единицу времени, называемый диффузионным пото-
ком, составляет:
= pV< [С (у) -С(у+Zt)] = - pV- Zt. (6-44)
96
Подставив величину пульсационной скорости (6-12), получим для
тт, кг/(м2-с):
тТ = — р/2т 1 1 dy dy (6-45)
Введя обозначение
с — 72 dU £т — 1' ’ (6-45а)
формулу (6-45) можно переписатьв виде
тт~ —етр—^ (6-456)
которая аналогична формуле молекулярной диффузии.
Величина ет имеет размерность коэффициента диффузии. Коэффи-
циент турбулентной диффузии ет зависит от гидродинамических усло-
вий и поэтому является функцией координат.
Мерой интенсивности переноса какого-либо свойства являются соот-
ветствующие коэффициенты турбулентного обмена, которые обозначены:
для переноса количества движения — ет; тепла — ед; массы — ет.
Если предположить, что механизм турбулентного обмена количест-
ва движения массы и тепла одинаков, то при этом, как видно из срав-
нения выражений (6-34), (6-43) и (6-45а), одинаковыми получаются
ет, вд и ете. Однако опыты показали, что коэффициенты турбулентного
обмена при переносе количества движения и при переносе тепла или
примеси не совпадают, в частности, в случае свободной турбулентности
eg/eT = 2, a Sm,= eq. По теории переноса завихренности коэффициент тур-
булентного обмена получается больше, чем по теории переноса количе-
ства движения, поэтому теория Г. Тейлора дает лучшее совпадение
с опытными данными по коэффициентам переноса.
6-6. УРАВНЕНИЕ ДИФФУЗИИ
Уравнение диффузии, описывающее распределение средних
значений концентраций в потоке, можно получить, рассматривая баланс
потоков примеси через грани элементарного параллелепипеда, прони-
зываемого потоком жидкости, содержащей эту примесь. Разность меж-
ду количествами примеси, вошедшей вследствие диффузии и конвекции
в элементарный объем и вышедшей из него, расходуется на изменение
содержания примеси в рассматриваемом объеме. Учитывая также воз-
можные источники примеси для случая в среднем установившегося изо-
тропного турбулентного течения, получаем следующее уравнение, от-
несенное к единице объема и единице времени:
д / дС\.д( дС\ . д ( дС \ п дС
дх дх J ' ду \£fn ду у ' dz у т dz j дх
__ у Д- <р = О, (6-46)
ду dz ' 1 * х '
где ф — интенсивность источника.
В некоторых случаях молекулярная диффузия может играть за-
метную роль в перераспределении концентраций в потоке. Для учета
молекулярной диффузии в уравнении (6-46) коэффициент ет представ-
ляют состоящим из суммы коэффициентов турбулентной и молекуляр-
ной диффузии. В потоках с развитой турбулентностью, а также в слу-
чае свободной турбулентности перенос молекулярной диффузией мал
и им пренебрегают.
7—541 97
Относительная роль турбулентной и молекулярной диффузии опре-
деляется критерием et/2Z
Для одномерных течений с равномерным распределением скоростей
в поперечных сечениях и плоским распределением концентрации
(dC/dz = Q) уравнение (6-46) упрощается и приводится к виду:
й дС _ д ( дС А _1_ д Г дС \
х дх дх \т дх )'ду \^т ду j
Продольный перенос примеси турбулентной диффузией
(6-47)
д / дС \
дх дх J
мал по сравнению с конвективным переносом и им можно пренебречь.
В турбулентном потоке в каналах скорость по сечению изменяется не-
значительно, ее можно заменить средним значением по сечению, что
позволяет записать уравнение (6-47) в виде
дС ет д2С
~дх'~~~1Г~ду*'
(6-48)
Для того чтобы по уравнению (6-48) найти распределение концен-
трации, надо иметь граничные условия и величину коэффициента тур-
булентной диффузии.
На основе обработки имеющихся опытных данных С. А. Гольден-
берг получил для среднего значения безразмерного коэффициента мас-
сообмена при течениях в каналах следующее соотношение:
= 9-10~3 Re"0-’6 (6-49)
Ud
для чисел Re от 104 до 105, а при Re>,l О5
^-=1,1-10~3. (6-50)
Ud
Исследования сложных случаев перемешивания потоков в техниче-
ских устройствах и, в частности, в топочных камерах показывают, что
при турбулентном режиме течения картина распределения концентра-
ций в них не зависит от числа Re в очень широких пределах его изме-
нения. Свободная струя по распределению концентрации примесей так-
же обладает свойством автомодельности.
В случае свободного двухмерного потока с неравномерным распре-
делением концентрации по сечению количество примеси, вносимое диф-
фузией, можно определить как разность потоков на входе и выходе
рассматриваемого объема с помощью формулы (6-46), учитывая при
этом, что /т= ]/г2СтХ. Учитывая также и количество примеси, вносимое
конвективными потоками, дифференциальное уравнение диффузии мож-
но написать в следующем виде:
- р<Ц--pv4r+?=°. (б-si)
г ду \ ду ду / дх г оу
где Ст — угловой коэффициент раскрытия турбулентной струи.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТУРБУЛЕНТНЫХ СТРУЙ
7-1. ИЗОТЕРМИЧЕСКАЯ СВОБОДНАЯ ТУРБУЛЕНТНАЯ СТРУЯ
Для организации топочного процесса важное значение имеет струй-
ное турбулентное движение. Система струй, вытекающих из горелок
в топочное пространство, используется при сжигании газов, жидких
98
топлив, а также при пылевидном сжигании твердых топлив. В топочных
условиях истечение струи обычно происходит при скоростях, значитель-
но превышающих критическую скорость, т. е. при развитом турбулент-
ном движении.
Струя газа называется свободной, если она не ограничена тверды-
ми стенками и распространяется в среде тех же физических свойств.
Струя, распространяющаяся в покоящейся среде, называется затоплен-
ной, а в потоке—спутной. Если струя обладает такой же температу-
рой, как и среда, то она называется изотермической, а если тем-
пература струи отличается от температуры среды — неизотер м и че-
ской.
В топочной технике широкое распространение получили как прямо-
точные, так и закрученные [Л. 15, 16] турбулентные струи. Обстоятель-
ное обобщение теории струи и ее дальнейшая разработка принадлежит
проф. Г. Н. Абрамовичу [Л. 15].
Пусть из сопла (рис. 7-1) вытекает струя со скоростью больше
критической в среду той же температуры при равномерном поле скоро-
сти в выходном сечении сопла. На поверхности раздела струй со сре-
дой возникают вихри, беспорядочно движущиеся вдоль и поперек по-
тока. Между струей и окружающей средой происходит обмен конечны-
ми массами газа (молями), чем одновременно осуществляется попереч-
ный перенос количества движения. Моли из прилегающих слоев окру-
жающего газа увлекаются в струю, а моли самой струи затормажива-
ются, масса струи и ее ширина увеличиваются, а скорость у границ
падает. По мере удаления от устья сопла это возмущение распростра-
няется на все большее количество слоев окружающего газа. С другой
стороны, все глубже в струю проникают частицы окружающего газа
и в некотором месте они достигают оси струи (точка С). Дальнейшее
смешение струи с газом из окружающего пространства происходит по
всему сечению струи и сопровождается не только увеличением ее ши-
рины, но также и падением скорости на ее оси.
Область, где происходит смешение вещества струи с увлеченным
из окружающей струи газом, называется турбулентным пограничным
7* 99
слоем или зоной смешения струи. С внешней стороны пограничный слой’
соприкасается с окружающим газом, образуя границу струи по поверх-
ности, во всех точках которой компонента скорости, параллельная оси
затопленной струи, равна нулю, а на границе спутной струи скорость
равна скорости спутного потока. С внутренней стороны пограничный
слой граничит с невозмущенным потенциальным ядром постоянных
скоростей струи АВС, в котором скорость равна скорости истечения.
Потенциальное ядро заключено между внутренними границами зоны
смешения. Сечение струи С, в котором оканчивается невозмущенное
ядро, называется переходным. Участок, расположенный между началь-
ным и .переходным сечениями струи, называется начальным, а участок,
следующий за переходным сечением, — основным. Точку О пересечения
внешних границ струи называют полюсом струи. Опыты показывают,
что во всей области течения свободной струи статическое давление
постоянно, вследствие чего скорость UQ в потенциальном ядре АВС
струи остается постоянной, а поперечная составляющая скорости равна
нулю, Vi = 0.
Перестройка кинематической структуры струи на начальном уча-
стке, в структуру, характерную для основного участка, происходит на
некотором участке, называемом переходным. Часто пользуются упро-
щенной схемой струи, полагая длину переходного участка равной нулю.
В турбулентной струе поперечные составляющие скорости малы по-
сравнению с продольной скоростью, поэтому в инженерных расчетах
ими обычно пренебрегают.
Распространение турбулентных струй в основном характеризуется
нарастанием толщины зоны турбулентного смешения и изменением
профилей скорости, температуры, концентрации истекающего газа и
примесей твердых или жидких частиц, а также и других параметров
газа в поперечных сечениях струи.
На начальном участке в невозмущенном ядре скорость постоянна
и равна скорости на выходе из сопла, в пограничном слое скорость
падает от этой величины до нуля на границе затопленной струи или до
скорости окружающей среды в спутной струе. Кривые распределения
скоростей в различных сечениях основного участка имеют максимум на
оси струи, а по мере удаления от нее скорость падает и у границы стано-
вится равной скорости спутного потока или нулю в случае затопленной
струи. Чем дальше от начала струи выбрано сечение, тем струя шире,
а профиль скоростей ниже, т. е. скорости меньше.
Опыты показывают, что в безразмерных координатах профили
скоростей в различных сечениях начального участка как осесимметрич-
ной, так и плоской струи сливаются в одну универсальную кривую:
д£/ = -^2^- = <1-’l3'2)'- (7-1)
О 9 - С7 2
В формуле:
Uo, U и Uz—соответственно скорость в невозмущенном ядре струи,
равная скорости истечения из сопла, в произвольной точке погранично-
го слоя начального участка и скорость спутного потока;
7] = у~~ьУ2—безразмерная координата;
Ь=ух—Уг или b = ri—Г2 — ширина пограничного слоя плоской или
осесимметричной струи;
у — текущая ордината, отсчитываемая от оси х, идущей от кромки
сопла параллельно оси струи;
100
z/i и y2 — ординаты внутренней и наружной границ пограничного
слоя плоской струи;
Г1 и Г2 — радиусы потенциального ядра и наружной границы осе-
симметричной струи.
В основном участке струи универсальный профиль безразмерной
скорости выражается уравнением:
‘= <• -<7-2>
Дс/т Um — U 2
В формуле:
Um— скорость на оси струи в рассматриваемом сечении (макси-
мальная скорость);
5 = — = ------безразмерная координата для осесимметричной
г 2 , л у с 1
струи;
f У У
----то же для плоской струи;
О Л, 2 /Ус
у и ус — ординаты произвольной точки в основном участке струи
и точки, в которой скорость составляет половину осевой скорости; от-
считываются от оси струи;
г и b — радиус поперечного сечения осесимметричной и полушири-
на плоской струи в основном участке.
В струе, распространяющейся в покоящейся среде, профили скоро-
стей также описываются уравнениями (7-1) и (7-2) при Uz=Q.
Из уравнений (7-1) и (7-2) следует, что в сходственных точках
различных поперечных сечений как начального, так и основного участка
струи безразмерные величины избыточных скоростей одинаковы и не
зависят от скорости истечения, т. е. скоростные поля в поперечных
сечениях пограничного слоя струи подобны и автомодельны.
7-2. РАСШИРЕНИЕ ТУРБУЛЕНТНОЙ СТРУИ
Расширение турбулентной свободной струи происходит благодаря
поперечным пульсациям молей газа. Поэтому скорость нарастания ши-
рины зоны смешения пропорциональна поперечной пульсационной ско-
рости
(73)
ат v '
Исходя из уравнения (7-3) для нарастания ширины зоны смеше-
ния вдоль оси струи, можно записать:
db . db dt V
dx d~ dx и ’ v 7
где e — степень турбулентности потока.
Полагая, что поперечная компонента пульсационной скорости
одного порядка с продольной компонентой согласно (6-12), можно при-
нять величину V' равной:
= (7’5)
аг/
Так как свободная струя не ограничена в своем движении поперек
оси ввиду отсутствия у нее твердых границ, гасящих поперечные коле-
бания частиц, и обладает свойством подобия, то предполагают, что
длина пути смешения в данном сечении постоянна и что безразмерная
101
величина пути смешения для различных сечений одинакова:
4 = а. (7-6)
Подстановка в уравнение (7-4) выражения (7-5) с учетом значения
ZT согласно соотношению ,(7-6) дает:
db 1 dU 1
_ = (7-7)
dx dy (j к '
Подобие скоростных профилей различных сечений струи позволя-
ет для градиента скорости в зоне смешения затопленной струи напи-
сать:
(7-8)
dy b v '
а величину средней скорости в зоне смешения можно принять равной:
У = (7-9)
Подстановка выражений (7-8) и (7-9) в уравнение (7-7) дает для
нарастания ширины зоны смешения затопленной струи следующий
закон:
= const. (7-10)
Следовательно,
Ь=^С3х и ZT = ax, (7-11)
т. е. мы получили линейный закон нарастания толщины струи и пути
смешения. Коэффициент пропорциональности С3, называемый угловым
коэффициентом расширения зоны смешения, имеет постоянное значе-
ние, которое определяется из опытов. Для начального участка круглой,
а также плоской свободной затопленной струи С3=0,27; а для основ-
ного — 0,22. Коэффициент С3 увеличивается с увеличением начальной
турбулентности струи.
При истечении газов с равномерным начальным полем скорости
в начальном сечении струи 6=0, поэтому на начальном участке отсчет
х начинают с обреза сопла, а на основном участке — от полюса струи.
Тогда ширина пограничного слоя на основном участке
Ьосн=Сосй(я—Хо), ;(7-12)
где х и xQ — абсцисса, отсчитываемая от полюса основного участка, и
расстояние от полюса струи до начального сечения.
При неравномерном поле скорости на выходе из сопла начало по-
граничного слоя смещается в глубь сопла, из-за чего длина начального
участка укорачивается на величину расстояния хОн от полюса погра-
ничного слоя, т. е. от точки пересечения внутренней границы погранич-
ного слоя с осью х, до начального сечения струи. В этом случае отсчет
х в начальном сечении начинают от полюса пограничного слоя, причем
полюсное расстояние
где 6г — ширина пограничного слоя на срезе сопла.
102
При расчете нарастания ширины пограничного слоя >в основном
участке струи с неравномерным начальным полем скорости отсчет х
начинается от переходного участка.
Таким образом, продольное сечение затопленной струи ограничено
прямыми линиями. Если струя выходит из круглого насадка, то она
имеет вид конуса, если же истечение происходит от щели, то струя
ограничена двумя расходящимися плоскостями и называется плоской
струей. Вдоль струи ее ширина и длина пути смешения увеличиваются
пропорционально расстоянию.
В случае спутной струи нарастание ширины пограничного слоя мо-
жет быть определено также по уравнению (7-7), при этом градиент
продольной скорости может быть принят равным:
(7-U)
dy b v '
а в качестве средней характерной скорости по ширине струи несжимае-»
мой жидкости (р = const) можно взять среднеарифметическое значение
скоростей на границах зоны смешения
2
§Udy
У=°—£—= 0,5(17,4-1/,). (7-15)
Тогда получим, что ширина пограничного слоя, возникающего на
границе двух беспредельных спутных струй с начальными скоростями
£7o=const и const, нарастает по закону:
£^c‘ir^r = const- <7'16>
Переходя к относительным скоростям и выражая их через £/0, по-
лучаем:
ЬСп = С3. . х = Сспх, (7-17)
1 —j— т
где m=U2/Uo, т. е. с увеличением скорости спутного потока угол рас-
ширения пограничного слоя уменьшается.
Из сравнения (7-17) с законом нарастания ширины пограничного
слоя затопленной струи (7-11) следует, что
Сс„ = С,^, (7-18)
1 -f— т
где Ссп — угловой коэффициент зоны смешения спутной струи.
При распространении струи во встречном потоке U2<Q скорости на
границах пограничного слоя имеют противоположные знаки, поэтому
градиент продольной скорости равняется
dU _ ио + \и2\
dy — Ь
средняя скорость
Г=О,5(По+|П2|). (7-20)
Подстановка этих выражений градиента скорости и средней ско-
рости в уравнение (7-7) для нарастания ширины зоны, смешения
встречной струи дает:
М=Сз и Ь—С3х, (7-21)
103
т. е. при встречном движении струй ширина зоны смешения не зависит
от т и определяется тем же законом, что и ширина затопленной струи.
Результаты расчета по теоретической зависимости (7-17) удовлет-
ворительно совпадают с опытными данными при т^0,4. При выводе
формулы (7-17) было принято, что в пограничном слое турбулентность
обусловливается разностью скоростей на его границах, а вне этих
границ в невозмущенном потоке турбулентностью можно пренебречь.
В действительности в невозмущенном потоке имеется некоторая на-
чальная турбулентность. В тех случаях, когда скорости Uo и U2 близки
между собой, интенсивность турбулентности, вызываемая их разностью,
меньше исходной интенсивности турбулентности невозмущенного пото-
ка. В этих случаях перемешивание в основном определяется турбулент-
ностью невозмущенного потока, которая не зависит от величины т.
Поэтому при т^0,4 следует полагать Ссп~const«0,1.
Результаты, полученные для пограничного слоя между двумя бес-
предельными струями, относятся также и к начальному участку струи
конечной толщины, распространяющейся в спутном или встречном по-
токе, поскольку на начальном участке скорости на границах зоны
смешения сохраняются постоянными.
Для основного участка спутной струи формула (7-16) записывается
в виде
db Um Ut (ty
d7~~^3 Um + Ut'
Так как Um = f(x), граница струи в спутном потоке криволинейна.
Для ее определения необходимо знать вид функции Um=f(x). По-
скольку при встречном движении скорость не влияет на угол расшире-
ния зоны смешения, закон расширения основного участка встречной
струи остается таким же, как и для затопленной струи.
7-3. ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ЗОНЫ СМЕШЕНИЯ
Для изобарической плоской струи конечной толщины, используя
уравнения неразрывности и количества движения и имея в виду, что
в потенциальном ядре Uq=const, Vi = 0, Г. Н. Абрамович теоретически
определил расположение границ зоны смешения в координатной систе-
ме, показанной на рис. 7-1, следующими соотношениями;
для внутренней границы
~- = 0,416 0,134m; (7-23)
для наружной границы
= - 0,584 -j- 0,134m. (7-24)
Полуширина плоской струи в конце начального участка, где у^=
= Ьо, определяемая из уравнения (7-23), составляет:
V“ 0,4164-0,134m ’ (7-25)
а из (7-17) с учетом (7-25) получаем длину начального участка
7 — 2^.=__________1 + т________ (7-26}
Ьо С3(1 — т) (0,416 4-0,134m) * V
104
В плоской затопленной струе т = 0, С3=0,27, поэтому длина ее на-
чального участка составляет:
Хн = 0,416С3 9* (7-27)
Относительная длина начального участка в осесимметричной за-
топленной струе равняется
Хн = ^-~8. (7-28)
Представляет интерес определение ширины зоны смешения по
опытным данным. Но непосредственно определять ширину зоны смеше-
ния струи по экспериментально снятым полям скоростей затруднитель-
но, так как границы ее очерчены нерезко. Поэтому ширину зоны сме-
шения в начальном участке струи определяют путем наложения теоре-
тического профиля скорости (7-1) на экспериментальный, совмещая их
в двух крайних точках, например в точках с безразмерными координа-
тами т]о,2 и т]о,8, в которых безразмерная скорость Д<7 соответственно
составляет 0,2 и 0,8. Вычисления производятся следующим образом.
По определению
_ _ Уо,2—Уг . __Уо,8 — У2
7J,>8 “ ь ’ 11о>8 — b ’
где уо,а и i/o,8 — ординаты точек, соответствующих значениям безразмер-
ной скорости Д17=0,2 и Д17=0,8, в которых произведено совмещение
теоретического и экспериментального полей скоростей.
Вычислив из первого выражения второе и проведя несложные пре-
образования, получим:
b Уо,2 -Уо,в
Т]о,2 -^0,8
Численные величины т]о,2 и т]о,8 определяются по уравнению (7-1)
по соответствующим значениям безразмерной скорости Д17 в этих точ-
ках, равным 0,2 и 0,8, и составляют
(1 — |ЛдЁ>в,,)« = 0,67 и 7)0,8 = 0,22.
Подставив эти значения в выражение для Ь, получим формулу для
определения ширины зоны смешения на начальном участке струи в сле-
дующем виде:
Ь=%745°”- (7-29)
Ординату внешней границы пограничного слоя начального участка
струи можно определить по известной величине b из выражения без-
размерной координаты, написанной для определенной точки, в которой
скорость известна.
_ Так, например, для точки с ординатой т]0,8, в которой скорость
Д[/=0,8, можно записать:
„ _ f/o ,8 - У2
Т)°,8— ~ь ,
откуда
У2 = Уо,8 Т]0>8^- (7-30)
Ордината внутренней границы пограничного слоя
yi==b+y2. (7-31)
105
На основном участке струи ширина зоны смешения определяется
следующим образом. Согласно уравнению (7-2) для точки, в которой
избыточная скорость Д[7=0,5(Пгп—Uz), значение безразмерной орди-
наты составляет:
£с =-у-= 0,44. (7-32)
Из (7-32) половину ширины пограничного слоя на основном участ-
ке можно определить по опытным данным как
Ь = 2,27ус, (7-33)
где ус — расстояние от оси до точки, в которой избыточная скорость
равна AL7=O,5(L/rn—U2).
7-4. ИЗОТАХИ В ЗАТОПЛЕННОЙ СТРУЕ
Из подобия скоростных полей следует, что в сходственных точках
потока безразмерные скорости одинаковы, т. е. при y/b = const имеет
место t7/t7o = const.
При этом, имея в виду (7-11), приходим к выводу, что на луче
const (7-34)
выполняется условие:
Я- = const. (7-35)
Это означает, что в пограничном слое начального участка плоской,
а также и круглой затопленной струи с равномерным начальным по-
лем скорости лучи, сходящиеся на выходной кромке сопла, представ-
ляют собой линии равных безразмерных, а в силу неизменности скоро-
стей в невозмущенном ядре и абсолютных скоростей, т. е. являются
изотахами.
Поскольку для основного участка в расчетах по закону (7-11) от-
счет абсциссы х следует вести от полюса струи, изотахи (UjUm) основ-
ного участка струи представляют собой лучи, сходящиеся в полюсе
струи.
7-5. ЗАКОН СОХРАНЕНИЯ ИМПУЛЬСА
Если нужно вычислить распределение в потоке скорости, давления,
касательных напряжений, являющихся функциями координат точки и
времени, то в жидкости выделяют элементарный объем и заменяют
действие окружающей среды на выделенную часть соответствующими
силами. Применяя к выделенному объему уравнения механики, полу-
чают дифференциальные уравнения гидродинамики, в которые в каче-
стве неизвестных величин входят искомые па-
раметры: скорость, давление, касательное на-
пряжение и др. Однако получающиеся диффе-
ренциальные уравнения в частных производ-
ных не всегда интегрируются.
В ряде случаев бывает необходимым опре-
делить суммарное силовое взаимодействие
в конечном объеме жидкости, внутри которого
нельзя пренебрегать изменением параметров
и не требуется определять распределение этих
параметров во всем ее объеме. В этих случаях
пользуются способом конечных объемов.
В жидкости выделяют некоторый конечный
106
Рис. 7-2. К выводу закона
сохранения импульса.
объем и к нему применяют теоремы механики, относящиеся к системе
материальных точек. Ниже таким образом рассматривается теорема
импульсов.
В установившемся потоке, в элементарной струйке, сечениями /
и 2 выделим произвольный объем жидкости (рис. 7-2). Если рассма-
тривать объем 1—2 как состоящий во все время движения из одних и
тех же частиц жидкости, то поверхности, ограничивающие выделенную
массу жидкости, должны перемещаться вместе с находящимися на них
частицами. Так как скорости зависят рт координат, то при перемещении
объем будет деформироваться.
Пусть за время dx выделенный объем переместится из положения
1—2 в положение Г—2'. В общей части 1'—2 объемов, занимаемых
выделенной массой жидкости до и после перемещения, количество дви-
жения не изменяется, так как скорость во всех ее точках со временем
не изменяется. Изменение суммарного количества движения можно
подсчитать как разность количества движения двух элементарных масс
жидкости, ограниченных сечениями 2—2' и 1—Г, которые одинаковы и
далее обозначены через dm, а именно
dZmUx = (Uх* — Uх ) dm, (7-36)
где и U — проекции на ось х скорости потока в сечениях 2 и 1.
Элементарная масса жидкости
dm=mcdx, (7-37)
где тс — масса секундного расхода жидкости.
Подставляя выражение (7-37) в уравнение (7-36) и учитывая, что
согласно теореме импульсов изменение количества движения матери-
альной системы равно импульсу приложенных к ней сил, т. е.
d(mU) =ZPdx, (7-38)
получаем:
(7-39)
Равенство (7-39) выражает теорему Эйлера об изменении количе-
ства движения жидкого объема, т. е. является гидродинамической фор-
мой уравнения количества движения.
Уравнение Эйлера показывает, что приращение секундного количе-
ства движения на каком-либо участке струи жидкости равно сумме про-
екций всех сил, приложенных на этом участке.
В случае прямолинейной струйки постоянного сечения при отсут-
ствии трения
2Р = (pi—p2)F,
поэтому уравнение (7-39) запишется в виде
mUi=mU2+(p2—pi)F, (7-40)
где р2—pt — возрастание давления на рассматриваемом участке 1—2.
Из (7-40) следует, что в цилиндрической струйке при отсутствии
трения давление может измениться при изменении скорости течения,
которое может наступить под влиянием подвода или отвода тепла.
Применительно к затопленной турбулентной струе уравнение (7-39)
сохранения количества движения записывается в следующем виде:
для начального участка:
У1
2pt7%60 = 2pt7%(60-^)+2 j pU*dy + (ps-pi)F, Н; (7-41)
. Уз
107
для основного участка
Vi
2b0?U*0 = 2р J U2dy + (рг - /л), F, Н. (7-42)
о
В случае свободной затопленной струи, в которой статическое дав-
ление можно считать постоянным, уравнения (7-41) и (7-42) упроща-
ются и записываются в виде:
для начального участка
1
Usobo = UZo {.ba У1) -ф- Ь J U*d"Ht
0
для основного участка
U2aba = b ^U2&.
о
(7-43)
(7-44)
Для изобарической спутной свободной струи уравнение сохранения
количества движения принимает зид:
F F
f У. (U, - и.) dF.= (U(U- и,) dF.
О о
(7-45)
7-6. ИЗМЕНЕНИЕ СКОРОСТИ ВДОЛЬ ОСИ СТРУИ
Опытами установлено, что в свободной струе давление одинаково
во всех точках и равно давлению в окружающей среде. Поэтому коли-
чество движения во всех сечениях основного участка затопленной струи
должно оставаться одинаковым и равным
J ?U2dF " n2upaU\mFa. (7-46)
F
В формуле:
р, ро, U и Uom — соответственно плотность в произвольной точке и
в начальном сечении, скорость в произвольной точке и максимальная
скорость в начальном сечении;
F и Рл — площадь произвольного и начального сечений;
1
Г P»t72a dF
пги = i —р-----коэффициент неравномерности начального поля
1 pe/ziO ‘ат * о
О
скорости по количеству движения.
Для плоскопараллельной затопленной струи при р=const уравне-
ние (7-46) можно записать в следующем виде:
ь
U*m У Um у '==Z (7-47)
о
где Ь, Ьо и у — полуширина основного участка, полуширина начального
сечении струи и текущая координата произвольной точки в основном
сечении, отсчитываемая от оси струи.
108
Подставив выражение (7-2) для безразмерной осевой скорости
UIUm в затопленной струе (1/2=0), левую часть уравнения (7-47) пред-
ставим в следующем виде:
ь 1
l/’m j dy = U\ab J (1 - е>-.)4 (7-48)
О о
1
В выражении (7-48) величина J(1 — B,>s)4d£ = 0,316, поэтому
о
ь
U\ f \ -п-Х dy = №^гтЬ. (7-48а)
J \ Um J
о
Подстановка выражения (7-48а) в уравнение (7-47) с учетом соот-
ношения (7-12) для ширины пограничного слоя на основном участке
дает зависимость изменения безразмерной осевой скорости по длине
плоской струи в виде
= йт = 1J8 । ; (7-49)
У С (X — Хв) ’ 7
— х — Хв
*• =
х и Хо — соответственно расстояние от данного сечения в основном уча-
стке и расстояние от начального сечения до полюса основного участка
струи;
Ьо — полуширина начального сечения струи.
Принимая для затопленной струи
С=0,22 и Хо^О,
.закономерность (7-49) записываем в виде
^ = 3,8 р/Ж. (7-50)
Для основного участка затопленной осесимметричной струи при
p = const уравнение (7-46) можно записать в виде
2л J U2r dr = ПгиЪ#\и\т, (7-51)
о
.где R, г и /?о — соответственно радиусы наружной границы и в текущей
точке в основном участке струи и радиус начального сечения струи.
Выразив закономерность для безразмерной скорости согласно вы-
ражению (7-2), преобразуем левую часть уравнения (7-51) следующим
образом:
г2 1
2^WJ rdr = 2izU*mR^(\ (7-52)
Г1 О
Подставив в формулу (7-52) значение
1
2 J (1 ~М4^ = 0,134,
о
109
получим:
2Л!т j" (Х-)! rdr= 0,134M!mR‘.
После подстановки выражения (7-52а) в уравнение (7-51) с уче-
том соотношения (7-12) для ширины пограничного слоя в основном
участке струи и простых преобразований получаем:
(7-52а)
U т
U от
= ит = 2,73
/иг»
С (X — Хо)
(7-53)
X Хо
где х = -р- и Хо = -5----безразмерное расстояние от данного сечения
*v0 АО
и от начального сечения до полюса струи.
Принимая для осесимметричной струи С=0,22 и %о^О при равно-
мерном поле скорости в ее начальном сечении П2и = 1, зависимость
(7-53) записывают в виде
= - (7-54)
Оо х
т. е. в затопленной осесимметричной струе осевая скорость в основном
участке обратно пропорциональна расстоянию рассматриваемого сече-
ния от полюса струи.
Из сравнения выражений (7-50) и (7-54) следует, что плоская
струя затухает медленнее, чем круглая.
7-7. НАРАСТАНИЕ РАСХОДА ЖИДКОСТИ ПО ДЛИНЕ СТРУИ
В результате увлечения газа из окружающей среды масса струи
увеличивается. В плоской изотермической струе с равномерным выход-
ным полем скорости на начальном участке расход газа через произ-
вольное сечение составляет:
G = 2pt7o(&o-//i) + 2p ^Udy. (7-55)
Уг
Из уравнения (7-1)
77=77О [1-f (ti)] + U2f (n). (7-56)
Имея при этом в виду, что согласно определению у = s
dy=bdy\ и что при изменении у от до у2 т] изменяется от 0 до 1,
вычислим интеграл в правой части уравнения (7-56):
Vt 1
Г и dy = b ( {У. [ 1 -f (71)] + U,f (1|)} di) = b (0,551/. + 0,4577,). (7-57)
6
В нем величины интегралов составляют:
1 1
( f (,|) dr, = 0,45, J [ 1 - f (т|)] di) = 0,55. (7-58)
б о
Подстановка.(7-57) в уравнение (7-55 )с учетом (7-58) дает:
G = 2pU0(b0—yi) + 2рЖ(0,55 + 0,45/п), (7-59)
где т=и21ий.
НО
На начальном участке струи расход газа в долях от начального
расхода Go — 2Uobop увеличивается на:
-Д=Д- 1= & (0,55 4-0,45т--Д), (7-60)
Go Go О j
где b=blb(}.
Учитывая соотношение для yi/b согласно (7-23) и соотношение для
ширины струи по (7-11) и (7-20), получаем:
= С3 (0,134 -4- 0,316m) х. (7-61)
В случае затопленной плоской струи, для которой m—Q и С3=0,27,
-Д = 0,0362х. (7-62)
Оо
Расход жидкости на основном участке плоской изотермической
струи с равномерным выходным полем скорости можно подсчитать как
о
G = 2?^Udy. (7-63)
Ул
Из уравнения (7-2)
U=Umf(®+ll2 [4-№)]. (7-64)
Подставив выражение ,(7-64) в уравнение (7-63) и проинтегрировав
его с учетом того, что
1 1
Jf©d5 = O,45, а Г[1 — f (Е)]<Й=0,55,
о о
получим величину расхода в основном сечении струи. Отнеся его к рас-
ходу в начальном сечении, получим величину относительного расхода
на основном участке плоской струи
Д == У(0,45 Um 0,55m), (7-65)
G о
где
b = b/b0; Um = Um/U0.
В случае плоской затопленной струи, для_которой С3=0,27, m=Q
и с учетом закономерностей , (7-50) для Um и (7-12) для ширины
пограничного слоя:
Д= 0,375/л, (7-66)
а относительное нарастание расхода составляет:
== 0,375 j/x — 1. (7-67)
Аналогично рассчитывается относительный расход в основном уча-
стке осесимметричной струи, который для затопленной струи (т = 0,
х«0, С=0,22) составляет:
^-=0,155х. (7-68)
Из сравнения выражений (7-66) и (7-68) следует, что осесиммет-
ричная струя эжектирует интенсивнее, чем плоская.
111
7-8. НЕИЗОТЕРМИЧЕСКАЯ ТУРБУЛЕНТНАЯ СТРУЯ
Если температура струи отличается от температуры окружающей
среды, то она называется неизотермической. При турбулентном
расширении неизотермической струи увлечение в нее окружающего га-
за, обладающего иной температурой, приводит к теплообмену между
струей и окружающей средой. Если температура струи ниже темпера-
туры среды, то истечение струи сопровождается ее нагревом; напротив,
если температура струи выше температуры окружающей среды, —
охлаждением.
На начальном участке, в ядре постоянных скоростей, температура
остается неизменной и равной температуре газа на выходе из сопла.
В турбулентном пограничном слое происходит интенсивный теплообмен.
По мере увлечения окружающего газа в поперечных сечениях струи
избыточные температуры, представляющие собой разность между тем-
пературой в данной точке струи и в окружающей среде, убывают от
максимального значения до нуля. На основном участке кривые избы-
точных температур имеют максимум на оси. Дальнейшее разбавление
струи окружающим газом приводит к все большему выравниванию тем-
пературы струи с температурой окружающей среды, поэтому избыточ-
ные температуры падают также по мере удаления от сопла.
В зоне смешения неизотермической струи под влиянием изменения
температуры изменяется плотность газа, т. е. в данном случае имеется
струя сжимаемого газа. Полагая, что механизм турбулентного расши-
рения неизотермической струи является таким же, как и изотермиче-
ской струи, соотношение для интенсивности расширения газовой струи
в зависимости от параметров потока на границах зоны смешения, на-
зываемое уравнением распространения струи, можно выразить соот-
ношением (7-7) при подстановке в него выражения для градиента
скорости
(7-69}
(7-70}
dtz __ U.—U2
dy b
и характерного значения средней скорости в зоне смешения, взятого
с учетом различия плотностей смешивающихся газов
jj » ~Ь ?2^2
Pl + ?2
Подстановка (7-69) в (7-70) после некоторых преобразований дает:
^ = C3_L+l_Lz£L_. (7-71}
dx 2 1 _|_ pzn \ г
Таким образом, угловой коэффициент расширения неизотермиче-
ской струи
(7-72}
f ___ Z-> 1 + Р 1 —т
Сн -- ь3--х —
2 1 р/п
На начальном участке параметр сжимаемости р=-^- и безразмерная
скорость т = ^~, а на основном участке ? —p2/pm, m — U2/Um. Числен-
U 9
ное значение постоянной С3 в формуле (7-72) такое же, как на начальном
участке изотермической (р=1) затопленной струи (/п = 0).
При значениях т^0,4 в диапазоне 0,3^р^1,4 расчетные данные
Сн по (7-72) удовлетворительно совпадают с опытными, которые при
112
дальнейшем увеличении т практически не изменяются. Это объясня-
ется преобладанием влияния начальной турбулентности потока, кото-
рая не учтена при выводе формулы (7-71), над влиянием турбулент-
ности, генерируемой в зоне смешения.
Так как давление в струе и в окружающей среде одинаково, то
параметр сжимаемости может быть представлен как
Тогда формула (7-72) может быть представлена в виде
, 14-9 \—т
s 2 14- 9^*
(7-73>
где и С3 — угловой коэффициент неизотермической и изотермической
затопленной струи.
На основном участке на значительных расстояниях от сопла угло-
вой .коэффициент нарастания ширины изотермических и неизотермиче-
ских струй практически одинаков и равняется С—0,22.
Экспериментальные исследования, проведенные как с затопленны-
ми, так и со спутными неизотермическими струями при отношении на-
чальной температуры струи к температуре окружающей среды 0 =
= 74/72=0,324-1,43 и m=04-0,6, показывают, что профиль безразмер-
ной скорости в поперечных сечениях универсален. ,
На начальном участке профиль скорости удовлетворительно опи-
сывается уравнением (7-1), а на основном — уравнением (7-2).
Опыты показывают, что в безразмерных координатах кривые из-
быточных температур в различных сечениях начального участка струи
сливаются в одну универсальную кривую:
а на основном участке поле безразмерных избыточных температур опи-
сывается уравнением:
з
д7=^г=&=1-?2- (7'75>
В уравнении:
ST=T—Т2— избыточная температура в данной точке;
ДГо=?о—Т2— начальная избыточная температура; ,
ЛТт=Тт—Т2— избыточная температура на оси струи;
Тт — температура на оси струи в данном сечении;
То — температура газа на выходе из сопла;
Т2 — температура в окружающей среде;
Т — текущая температура в пограничном слое струи.
Следовательно, поля избыточных температур во всех сечениях как
начального, так и основного участка струи подобны. Это означает, что
в сходственных точках различных сечений струи безразмерные величи-
ны избыточных температур одинаковы и не зависят от скорости исте-
чения.
Из подобия полей избыточных температур следует, что изотермы
безразмерных температур в основном участке являются прямолинейны-
ми лучами, сходящимися в полюсе струи, а в пограничном слое началь-
ного участка — прямолинейными лучами, сходящимися на выходной
кромке сопла.
8—541 113.
Так как явления турбулентной диффузии, теплопередачи и переда-
чи количества движения совершаются благодаря одному и тому же
внутреннему механизму переноса вихрей, то между изменениями скоро-
стей и температур должна существовать определенная закономерность.
Из сравнения формул (7-2) и (7-75) следует, что
Д7 /
^Тт г MJm
(7-76)
т. е. безразмерная избыточная температура в любой точке доперечного
сечения в основном участке плоскопараллельной, а также и осесиммет-
ричной затопленной струи равна корню квадратному из безразмерной
скорости в этой же точке. Последнее означает, что теплопередача при
свободной турбулентности интенсивнее переноса импульсов и поэтому
температуры выравниваются быстрее, чем скорости.
Такой вывод был получен в теории свободной турбулентности Тей-
лора, а по гипотезе свободной турбулентности Прандтля безразмерные
профили избыточной температуры и скорости в затопленной струе по-
лучаются одинаковыми. Теория Тейлора дает лучшее совпадение
с опытом.
При истечении струи с начальной температурой То в нагретую сре-
ду Т2>Т0 удобно зависимости (7-74) и (7-75) представлять в следую-
щем виде:
и
ДГ _ Л - Г _
ДГо Т2 — Т0 "" 71
3
Д7"Т — Тm 12
ЬТт Т2 — Тm
(7-74а)
(7-75а)
Закон распределения температуры вдоль оси в основном участке
струи можно получить, используя постоянство энтальпии струи во
всех ее поперечных сечениях. Если энтальпию струи определять по
избыточным температурам, т. е. принимать за нуль температуру окру-
жающей среды, то избыточная энтальпия увлекаемого в струю газа
будет равняться нулю, а избыточная энтальпия всего газа, протекаю-
щего через любое сечение струи, будет величиной постоянной и равной
избыточной энтальпии газов, вытекающих из сопла за равный промежу-
ток времени. Увлечение в струю окружающего газа и увеличение массы
газов в струе в силу постоянства избыточной энтальпии будут сопро-
вождаться падением избыточных температур.
Закон падения избыточных температур должен быть аналогичным
закону падения скорости, так как и падение температур и падение
скорости пропорционально притоку окружающего газа в струю.
Г. Н. Абрамовичем получено соотношение между безразмерными
избыточными значениями температуры и скорости на оси основного
участка струи в виде
LTm = k^Um. (7-77)
Для затопленной плоской струи с равномерными начальными по-
лями скорости и температуры &3.т = 0,86, а для осесимметричной
^з.т == 0,75.
114
7-9. СИСТЕМА ПЛОСКИХ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ СТРУЙ
При организации сжигания топлив ,в камерных топках применяется
система плоских и осесимметричных струй, распростра-
няющихся в топочном пространстве. В качестве примера рассмотрим
систему плоских параллельных струй, вытекающих из плоских сопл,
расположенных ,в один ряд параллельно друг другу большими осями
выходных сечений и ограниченную двумя плоскостями, перпендикуляр-
ными плоскости среза сопл и параллельными их большим граням.
Рис. 7-3. Схема системы плоских параллельных струй^Поля скоростей и статического
давления в системе струй с Z>0=12 мм, 2?0=3,67 и /0=4,5.
Струи рассматриваемой системы в своем движении ограничены
боковыми стенами. Расстояние от стен до оси ближайших к ним сопл
Во равно половине расстояния 2В0 между осями сопл, ширина сопл —
2&о, высота 2/0 (рис. 7-3).
Аэродинамика системы плоских параллельных струй была иссле-
дована экспериментально [Л. 17] в изотермических условиях при из-
менении геометрических параметров сопл и системы в пределах:
'х ---- Во
относительный шаг между соплами Во = -г— = 3-4- 15;
относительная высота сопл Zo =/0/Z>, = 2,5 ч-10;
полуширина сопла Ьд — 5,5; 7,5; 10 и 12 мм;
скорости истечения из сопл 15-4-50 м/с.
8*
115
На рис. 7-3 для иллюстрации приведены поля скоростей и стати-
ческого давления для системы с Во = Во/Ьо — 3,67; lo = lo/bo=4,5 и Ьо =
= 12 мм в различных поперечных сечениях в плоскости ху при z —
= 0 и в плоскостях xz при z/=0 и у = Вй.
По выходе из сопл каждая из струй развивается самостоятельно.
По мере удаления от сопл струи увлекают газ из окружающей среды,
расширяются и на некотором расстоянии хсл от обреза сливаются
в единый поток.
В зависимости от шага между соплами возможны три положения
точки слияния:
первое, когда слияние струй происходит за начальным сечением,
Х'СЛ
второе — на длине, равной длине начального участка хСл=*н;
третье — на длине, меньшей, чем протяженность начального участ-
ка Хсл<^н-
На рис. 7-3 приведен и далее рассмотрен как более общий первый
случай.
В системе плоских струй можно выделить две характерные зоны
течения: раздельного и совместного движения струй.
В зоне раздельного движения в результате взаимодействия струй
с окружающей газовой средой в плоскостях ху и xz образуются струй-
ные пограничные слои bv и bz. В межструйном пространстве продоль-
ная составляющая скорости равна нулю. По мере удаления от сопла
пограничные слои расширяются, а ядро потенциального течения в пло-
скости ху при 2 = 0 и область двумерного течения, характеризующиеся
соответственно постоянством начальных параметров истечения и нали-
чием зоны, где dUldz = Q, уменьшаются, деформируясь в точки соответ-
ственно на расстояниях х—хп и x — xliZ. На внутренней границе 0—1
пограничного слоя by U—UQ, а на внешней границе 0—2 U=0. В пло-
скости xz внутренняя граница пограничного слоя обозначена линией
0—Г, а внешняя—0—2'.
Течение в системе плоских параллельных струй является трехмер-
ным. Однако наиболее характерной и определяющей является струк-
тура течения в плоскости ху, проходящей через малые оси сечения сопл.
В этой плоскости на участке от начального сечения до сечения x—xnz
задачу можно рассматривать как двумерную.
В зоне раздельного движения струй статическое давление в попе-
речных сечениях практически постоянно и одинаково на всей ее длине.
Величина разрежения в межструйном пространстве зависит от гео-
метрических размеров сопл и расстояния между ними 2Н, влияние
которых характеризуется величиной критерия H = показывающего
отношение начального межструйного расстояния к высоте сопла. Чем
меньше Н, тем разрежение больше.
Поля скоростей в пограничном слое начального участка каждой
струи системы и в ее основном участке подобны и описываются уравне-
ниями (7-1) и (7-2), в которых следует принять £72=0.
Как показали опыты, ширина зоны смешения как в начальном, так
и в основном участке струй нарастает с удалением от сопла по линей-
ному закону:
b = С сист^ • (7-78)
Отсчет х производится для начального участка от полюса зоны
смешения, а для основного участка — от полюса струи.
116
Величина углового коэффициента расширения зоны смешения
Ссист зависит от простенка между соплами 2Н и их высоты 2/о- С уве-
личением 2/0 и уменьшением 2Н ширина зоны смешения нарастает бо-
лее интенсивно, коэффициент Ссист увеличивается. Опытные значения
безразмерного относительного углового коэффициента Ссис^Ссист/Сз
в зависимости от параметра Н в диапазоне его значений Я = 0,3—1,2
могут быть аппроксимированы линейным законом для начального уча-
стка х<хн:
^нсисТ=1>24-0>2Я, (7-79)
а для основного (%>хн)
Сосн.сист = 1,36 - 0,ЗЯ, (7-80)
причем при Я^1,2, ССИст=1.
Уменьшение параметра Я до значений 0,15—0,2 и менее приводит
к качественному изменению картины течения системы струй. В этом
•случае разрежение, создаваемое в межструйном пространстве, оказы-
вается недостаточным для удовлетворения эжекционной потребности
системы струй только за счет подсоса газа из окружающей среды.
В межструйном пространстве в центральной части струй возникают об-
ратные циркуляционные токи, удовлетворяющие эжекционные потреб-
ности этой части струи.
В связи с большим угловым коэффициентом расширения зоны сме-
шения в струе, находящейся в системе струй, начальный участок коро-
че по сравнению со свободной струей. Например, это различие между
длиной начального участка для системы струй с параметрами В = 3,5
и 7о= Ю составляет 1,5Ь0 при длине (9ч-1О)&о начального участка за-
топленной струи, вытекающей из тех же сопл, т. е. примерно 20%.
На основании результатов опытов были определены расход жидко-
сти и количество движения в различных сечениях струи в системе на
единицу высоты сопла.
Чем меньше Я, тем интенсивнее массообмен с окружающей средой
и тем больше отличие эжекционных способностей струи в системе от
эжекционной способности свободной струи.
Относительный избыточный расход, характеризующий эжекцион-
ные способности системы струй в начальном участке (jc=jch), возраста-
ет по линейному закону
ДО = 0,0362Снач.ист£, (7-81)
а на основном участке (%сл>х>хн) по параболическому
Д(? = 0,375 ’/(!ОСН.СИСТ^Г — 1, (7-82)
оставаясь после слияния струй до xIIZ постоянным.
В сечении, где происходит слияние струй, расход не зависит от Н
G = % = 1+0,8-j/' /г1аВ. (7-83)
и соответствует расходу в свободной струе в сечении, в котором шири-
на пограничного слоя равна Во.
Используя соотношение (7-78) и имея в виду, что после слияния
струй, ширина пограничного слоя Ь = В0, можно определить длину уча-
117
стка раздельного движения струй, т. е. длину участка от обреза сопл
до сечения, в котором происходит слияние струй
хсл = ---- (7-84)
Ьссн.сист
Количество движения в системе струй в полосе Во как в зоне раз-
дельного, так и в зоне совместного движения, в пределах двумерного
течения в плоскости ху при z=0, вдоль оси потока сохраняется посто-
янным:
м=Ч(^)!^+^гВо- (7'85)
о
Аналогичные результаты дали подсчеты величины импульса и по
всему сечению, занятому потоком, т. е. вдоль по течению .импульс со-
храняется постоянным.
Изменение осевой скорости в струях системы удовлетворительно
описывается уравнением (7-53) для изменения скорости в свободной
струе при значении коэффициента С для этих струй. С уменьшением
величины параметра Н вследствие возрастания коэффициента С длина
начального участка сокращается, струя расширяется интенсивнее, осе-
вая скорость на основном участке до слияния струй падает быстрее.
Исходя из наличия подобия скоростных и температурных полей
и постоянства давления, можно для расчета начального и основного
участков в зоне раздельного движения струй пользоваться методом рас-
чета затопленной струи, принимая при этом значение единственного
эмпирического коэффициента С согласно данным для системы струй по
(7-79) и (7-80).
После слияния струй в единый поток, т. е. в зоне совместного дви-
жения, эжектирование газа из окружающей среды по большим граням
прекращается и расход в плоскости ху при z=0 сохраняется постоян-
ным до сечения x—xHZ. Струи начинают взаимодействовать друг с дру-
гом. В сечениях, лежащих вниз по потоку от места слияния, профили
скорости имеют максимумы на осях струй, практически совпадающих
с осями сопл. Между каждой парой максимумов лежат минимальные
значения U2 скорости. С увеличением расстояния от сопла осевая ско-
рость Um падает, а скорость U2 возрастает, т. е. происходит выравнива-
ние кинематической неравномерности потока.
Учитывая симметрию потока, его можно разбить на продольные
полосы шириной 2Во (рис. 7-3), в которых картина течения повторяет-
ся. В дальнейшем рассматривается течение в одной такой полосе.
Согласно опытным данным профили безразмерной избыточной ско-
рости в зоне совместного движения в полосе 2В0 подобны и удовлетво-
рительно описываются соотношением
Дг7=-^Е^=(1-5-)«, (7-86)
f У
где S = ~в~ ; у — ордината произвольной точки, отсчитываемая от оси
jDo
струи.
В зоне совместного движения из-за выравнивания скоростного поля
кинетическая энергия переходит в потенциальную, вызывая повышение
давления в потоке. Давление повышается от разрежения в зоне раз-
дельного движения до давления в окружающей среде или несколько
118
выше. Как в зоне раздельного, так и в зоне совместного движения в по-
перечных сечениях статическое давление остается практически посто-
янным.
Так как профили скоростей в поперечных сечениях подобны, зада-
ча динамического расчета в зоне совместного движения струй на уча-
стке двумерного течения сводится к отысканию изменения вдоль потока
трех неизвестных величин: осевой скорости Um, минимальной скорости
1/2 и статического давления.
В основе расчета наряду с указанным подобием полей скоростей
положены следующие предпосылки. Пограничный слой на стенках,
ограничивающих течение в поперечном направлении, не оказывает
влияния на распределение скоростей в струях; трение жидкости на
границах между соседними полосами течения отсутствует, поскольку
здесь поперечный градиент продольной скорости обращается в нуль;
давление в поперечном направлении к потоку постоянно; после слияния
струй до сечения xHz в плоскости ху при z=0 расход жидкости посто-
янен.
В указанных условиях турбулентное течение несжимаемой жидко-
сти в полосе 2Во при стационарности процесса по отношению к осред-
ненным скоростям в системе координат, указанной на рис. 7-3, может
быть описано системой уравнений движения и неразрывности:
ди , у дЦ_______ 1 др _____ 1 дт-г . '
дх ду р дх р ду ’
dU I dv _л
дх ду
(7-87)
где
гг = ±р₽т(^-)* (7-88)
— турбулентное трение.
В выражении (7-88) верхний знак берется при отрицательном по-
перечном градиенте скорости, а нижний—при положительном. По-
скольку в рассматриваемой задаче ди/ду<0, то т>0.
Интегрируя уравнения системы (7-87) от нуля- до произвольного
значения у с учетом в первом уравнении выражения для V, определен-
ного из второго уравнения, приведем систему к следующему, удобному
для решения виду:
^-(usdy-U~(udy= —
dx J dx 2 p dx p
о 0
v=-£^-
(7-89)
(7-90)
Так как при y=Bo V=0, второе уравнение данной системы выра-
жает условия постоянства расхода в полосе шириной 2В0, т. е.
Bq Bq
dy = 0 или J Udy = const. (7-91)
о о
При у=Во соблюдается также условие т = 0, так как градиент ско-
рости dU[dy=Q. Последнее вместе с условием V=0 позволяет записать
119
уравнение (7-89) в виде
г*»
Я (*
LO
B»p
P
So
=0 или J
0
= const,
p
(7-92)
Уравнение (7-92) выражает сохранение импульса в пределах дву-
мерного течения x<xHZ, который равен количеству движения на срезе
сопла.
Так как р(у) = const, то из (7-92) можно выразить величину гра-
диента давления через изменение скорости
в»
- 4- Л f U'dy. (7-93)
dx Во dx J J v '
о
Подставляя (7-93) в уравнение (7-89), получаем:
у у в0
£^y-U^Udy-£^U‘dy + ^- = O. (7-94)
0 0 о
Уравнения (7-91), (7-92) и (7-94) образуют замкнутую систему,
которая позволяет определить искомые величины: Um, U2, р- Эта зада-
ча решается путем перехода от описания поля скорости Д17=ф(^)
к более удобному в расчетах профилю избыточной скорости, предло-
женному О. В. Яковлевским [Л. 18]:
(7-95)
Um — g 1— Ai ' '
В уравнении (7-95):
g—средняя по площади скорость потока в канале шириной 2В0,
являющаяся в силу соотношения (7-91) постоянной величиной, равной
в0
в? f U dy>
о
<р(В) = ; Е = -б-— безразмерная координата;
Um — и2 Do
1
Ai = § <?(£)$ — постоянная величина,
о
При этом вводятся следующие безразмерные параметры:
= f= ^ = V-: “=£: v = raL- С'96»
В уравнении (7-96):
х° — координата, отсчитываемая от точки слияния струй;
/т — длина пути смешения;
V — безразмерная избыточная осевая скорость. _
Преобразуя уравнение (7-94), переходя от профиля скорости Д/7=
=ф(£) к профилю избыточной скорости (7-95) и к безразмерным вели-
чинам (7-96), можно получить дифференциальное уравнение, устанав-
ливающее связь между одной неизвестной скоростью V и координатой
х°, в следующем виде:
[М(5) + JV©V] = - [х V]!, (7-97)
120
где
= Л£)-5Д;
= 2 [В® - - М® [ЗЛi + <р(^)];
t 1
Л0) = J А = J = 0.45;
о о
t 1
В0) = J <^)$; В1 = J = 0,316.
о о
Среднеинтегральные значения коэффициентов М$) и N(ty по попереч-
ному сечению потока составляют М = J М$)с& = 0,0965; N = j N(tyd£ =
= 0,0082.
С учетом их значений дифференциальное уравнение
быть записано в окончательном виде
dV КУ2
dx»“" V+11,93’
Решение уравнения (7-99) при граничных условиях
имеет вид:
(7-97)
х°=0,
(7-98)
может
(7-99)
V=V°
,93Д2-П+1п&.=Кл.,
(7-100)
1
о
где К=142,7х2 — константа, подлежащая определению из опыта.
По известной величине избыточной безразмерной скорости можно
определить осевую скорость Um и минимальную скорость Uz-
Осевая скорость
Ут = -^.= [1 + (1-А)У]|г, (7-101)
U JO0
где Gcn = GCJlIGo.
Минимальная скорость в поперечном сечении
I/. = !_'А (g - (7-102)
Подставив значение для средней скорости g и выразив Um через V,
получим:
a = £-=dh(l-AV). (7-103)
Ua Во
Перепад давления между произвольным сечением и сечением, где
происходит слияние струй, определенный из условия постоянства коли-
чества движения, составляет:
АР = Р ~ А =
(7-104)
Переход от координаты х° к величине х/bo, отсчитываемой от среза
сопла, осуществляется по соотношению
1 Вох». (7-105)
Ро Do
121
ГЛАВА ВОСЬМАЯ
РАСПРОСТРАНЕНИЕ ПЛАМЕНИ В ГАЗАХ
8-1. РАСПРОСТРАНЕНИЕ ПЛАМЕНИ В ПОТОКЕ
Скорость распространения пламени
Представшим, что в некотором объеме газовоздушной смеси воспла-
менение осуществлено где-то в одном месте путем локального разогре-
ва с помощью внешнего источника, например накаленного тела или
искры. Тепло, выделившееся при воспламенении в этом месте, пере-
дается прилежащим слоям, вызывая их последовательное воспламе-
нение. В результате горение распространяется от слоя к слою по всей
массе газа и воспринимается как распространение пламени. Распрост-
ранение пламени таким способом называется тепловым.
В зависимости от того, распространяется ли пламя в газах, нахо-
дящихся в покое или в ламинарном движении, .или же в турбулентном
движении, различают нормальное и турбулентное распро-
странение пламени.
Опыты показывают, что при нормальном распространении пламени
химические реакции протекают в очень тонком слое, отделяющем не-
сгоревшую смесь от продуктов сгорания,
называемом пламенем. Толщина фронта
пламени даже медленно горящей смеси со-
ставляет доли миллиметра. Из-за плохой
теплопроводности газов нормальное распро-
странение пламени происходит медленно.
Для реакции, протекающей в пламени,
в качестве основной характеристики прини-
мают скорость нормального рас-
пространения пламени Un, см/с,
представляющую собой линейную скорость
перемещения элемента фронта пламени от-
носительно свежей смеси по направлению
нормали к поверхности фронта в данном
месте. В качестве характеристики можно
взять и объем смеси, сгорающий на едини-
це поверхности за единицу времени U, см3/(см2-с), а также тепловыде-
ление в единицу времени на единице площади фронта пламени, кВт/м2.
Произведение Un на плотность смеси р называется массовой
скоростью г о р е н и я Um, г/(см2-с),
Um = 9Un. (8-1)
Последняя представляет собой количество смеси, сгорающей в еди-
ницу времени на единице площади фронта пламени. При сравнении
скорости распространение пламени в смесях, имеющих различную плот-
ность вследствие различных температур или давлений в них, удобно
пользоваться массовой скоростью горения.
В смеси, находящейся в покое, пламя движется со скоростью Un
(рис. 8-1). В смеси, движущейся навстречу пламени со скоростью IF=
= — Un, пламя занимает стационарное положение, а продукты сгора-
ния отходят от фронта пламени со скоростью [7Г.
Соотношение между Un и UT можно определить из баланса коли-
чества вещества до и после горения. К единице площади фронта пламе-
122
Покоящаяся система, в которой
смесь
иг-ип
неподвижна
Un
Горючая
смесь
Ро, Vo, То
I ип
I Зона I
I ции !
Г I
1 Продукты
реакции
Р, V,T
Движущаяся система, в которой
неподвижна зона реакции
Рис. 8-1. Схема распростране-
ния пламени в покоящейся
смеси и в движущейся си-
стеме.
ни ежесекундно подводится Unpo, г/см2, свежей смеси, такое же количе-
ство продуктов сгорания отводится:
f^7lP0== ^ГРГ-
(8-la)
В уравнении (8-1а):
ро и рг — соответственно плотность свежей смеси и продуктов сго-
рания, г/см3,
UT — скорость движения продуктов сгорания, см/с.
Скорость (7Г, с которой продукты сгорания движутся Относительно
фронта пламени, равна скорости движения фронта пламени относитель-
но продуктов сгорания, следовательно:
Ur Ро -
Un рг
(8-2)
Из формулы (8-2) видно, что скорость пламени относительно про-
дуктов сгорания больше, чем относительно свежей смеси, что объяс-
няется расширением газов при горении.
Таким образом, пламя движется по отношению к свежей смеси со
скоростью Un, а по отношению к продуктам сгорания—со скоростью
UT. Осуществляя процесс горения в потоке горючей смеси, можно
получить стационарное пламя, для этого смесь должна поступать
к фронту пламени со скоростью, равной нормальной скорости распро-
странения пламени Un- Продукты сгорания будут отходить от фронта
пламени со скоростью UT.
При горении в потоке распространение пламени сопровождается дви-
жением газа, если же пламя распространяется в покоящемся газе, то
и в этом случае имеет место движение, вызванное тепловым расшире-
нием. Движение газа искривляет и увеличивает фронт пламени. Так
как зона горения очень тонка, то при искривлении фронта пламени
структура зоны горения не будет нарушаться, а только будет увеличи-
ваться его поверхность. Вследствие этого скорость нормального распро-
странения пламени, а также и количество газа, сгорающего на единице
поверхности, не будут меняться, общее же количество газа, сгорающего
за единицу времени, будет увеличиваться пропорционально увеличению
поверхности фронта пламени. Следовательно, нормальная скорость рас-
пространения пламени не зависит от гидродинамических условий,
а зависит только от физико-химических свойств горючей смеси, т. е.
является физико-химической константой.
Закон площадей
В качестве примера рассмотрим распространение пламени в гори-
зонтально расположенной трубке. Как показывают опыты, в смеси,
заключенной в горизонтальной трубке, фронт пламени имеет вид, не-
симметричный по отношению к оси трубки (рис. 8-2), и в процессе рас-
пространения сохраняется. Зона горения отде-
ляет свежую смесь от продуктов сгорания,
плотность которых меньше, чем свежей смеси.
Свежая смесь как более тяжелое вещество
растекается по нижней части горизонтальной
трубки, а более легкие продукты сгорания
стремятся расположиться в ее верхней части.
Такое перемещение свежей смеси и продуктов
сгорания искривляет фронт пламени и придает
ему форму, изображенную на рис. 8-2.
Рис. 8-2. Распространение
пламени в горизонтальной
трубке.
123
В каждой точке искривленного фронта горения пламя распростра-
няется перпендикулярно его поверхности F со скоростью Un- Поэтому
объем смеси, сгорающей за единицу времени, V, см3/с, будет равняться:
V=UnF. (8-3)
Это же количество смеси можно выразить через наблюдаемую ско-
рость распространения пламени U и площадь поперечного сечения
трубки S:
V=US. (8-4)
Наблюдаемой скоростью распространения пламени называется ско-
рость перемещения искривленного фронта пламени по свежей смеси,
которая равняется расстоянию между двумя положениями фронта пла-
мени, зафиксированными с промежутком времени в 1 с.
Приравнивая выражения (8-3) и (8-4), получаем закон пло-
щадей
С/ = и„4-. (8-5)
Согласно закону площадей наблюдаемая скорость распространения
пламени во столько раз больше нормальной, во сколько площадь фрон-
та пламени больше поперечного сечения трубки.
Если нормаль к элементу фронта пламени составляет угол ф с на-
правлением распространения пламени х (рис. 8-2), то поверхность это-
го элемента будет равняться:
cos <р ’
где dS— проекция элемента фронта пламени на плоскость, перпенди-
кулярную направлению распространения пламени.
Применяя закон площадей к элементу фронта пламени, получаем:
U = (8-6)
COS <f> ’ ' '
т. е. скорость распространения пламени возрастает обратно пропорцио-
нально cos ф.
Уравнение (8-6) выражает основной закон горения в движущемся
газе, он был установлен русским физиком Михельсоном и назван им
законом косинуса. *
Закон Михельсона имеет важное значение. Во-первых, указывает
на возможность и способ интенсификации сжигания горючей смеси при
данной нормальной скорости его распространения увеличением поверх-
ности фронта пламени. Во-вторых, позволяет определить форму фронта
пламени путем вычисления угла ф для любой его точки согласно фор-
муле (8-6) как
cos<? = ^-. (8-7)
При искривлении увеличивается поверхность элемента фронта пла-
мени, что приводит к увеличению количества сгорающей на ней смеси.
В результате в покоящейся смеси увеличивается скорость перемещения
фронта пламени, а при стационарном положении фронта пламени уве-
личивается скорость поступления смеси через трубку тока с сечением
124
dS (рис. 8-2), т. е. увеличивается наблюдаемая скорость распростране-
ния пламени или сохраняется его стационарное положение при боль-
шей скорости потока.
Перемещение пламени в потоке
Смесь, в которой распространяется пламя, может находиться в дви-
жении. При распространении пламени в потоке по течению движение
газов ускоряет его перемещение; напротив, при перемещении пламени
навстречу течению оно замедляется. Вектор скорости движения газов
в общем случае не совпадает с направлением нормального распростра-
нения пламени, а составляет с ним некоторый угол.
Результирующая скорость перемещения пламени в потоке по на-
правлению нормали к его фронту относительно неподвижной системы
координат составляет:
U=Un + Wn. (8-8)
В формуле:
№те=1Гсо5ф — проекция вектора скорости движения смеси на
нормаль к поверхности пламени в рассматриваемой точке;
Ф— угол между нормалью к фронту пламени и вектором скорости
газов.
Условием стационарности фронта пламени (£7=0) является ра-
венство
Un = -Wn,
(8-9)
показывающее, что стационарным может быть пламя, распространяю-
щееся во встречном потоке при равенстве скорости нормального рас-
пространения пламени абсолютной величине проекции скорости движе-
ния газов на нормаль к фронту пламени. В потоке при равенстве
абсолютных значений нормальной к фронту пламени составляющей
скорости движения и скорости распространения пламени и противопо-
ложном их направлении элемент фронта пламени находится в динами-
ческом равновесии и воспринимается как покоящийся в пространстве.
Подстановкой выражения IFr^IFcos ф в (8-9) можно получить
аналогично выражению (8-7) соотношение:
cos?=- (8-10).
которое определяет ориентировку элемента фронта пламени по отно-
шению к направлению движения дотока.
Перейдем к рассмотрению перемещения фронта пламени в целом
в потоке с неравномерным распределением скорости по его сечению.
Пусть поле скорости потока (смеси) имеет максимум в средней части
и минимум на границах потока, а
потока (рис. 8-3). Может пока-
заться, что в потоке с неравно-
мерным полем скорости в различ-
ных точках фронта горения пла-
мя будет перемещаться с разной
скоростью, что сделает невозмож-
ным образование общего пламе-
ни с единой скоростью его рас-
пространения. Однако опыты по-
пламя распространяется по течению
Рис. 8-3. В потоке пламя распространяется
со скоростью, равной скорости горения
в быстрейшей точке пламени.
125-
называют, что этого не происходит. В потоке формируется единый фронт
пламени, который перемещается с одинаковой скоростью во всех его
точках.
В точке с наибольшей скоростью движения потока IFMaKc элемент
фронта пламени dF, наиболее выдвинутый вперед, перемещается со
скоростью
£^макс= Немане- (8-11)
В произвольной точке элемент фронта пламени, нормаль к которо-
му составляет угол ф с направлением потока, перемещается со ско-
ростью:
= (8-12)
Так как весь фронт пламени движется с одинаковой скоростью, то
для скорости его перемещения £ произвольной и в наиболее выдвину-
той точке можно записать:
y=^+'r'=f/'‘+'r»aK‘’ (8->3)
где Wi — скорость газа в произвольной точке фронта пламени.
При данной величине Un и имеющемся профиле распределения
скорости в поперечном сечении потока уравнение (8-13) может соблю-
даться для всего фронта пламени при уменьшении cos ф с переходом
в поперечном сечении к точкам с меньшей скоростью движения. Это
означает, что через некоторое время после поджигания фронт пламени
приобретает такую стационарную форму, при которой в точках со все
уменьшающейся скоростью движения угол ф увеличивается. Вследствие
наклонения элемента фронта пламени расходуемое ,в нем то же самое
количество горючей смеси поступает через меньшее сечение, равное
проекции его на плоскость перпендикулярного сечения потока, а сле-
довательно, с большей скоростью. Это приводит к увеличению скорости
перемещения пламени в точках с меньшей величиной скорости потока
до скорости в наиболее быстро двигающейся точке в соответствии
с уравнением (8-13).
Аналогично можно показать, что при распространении пламени на-
встречу потоку скорость перемещения фронта пламени равняется ско-
рости наиболее быстро передвигающегося элемента фронта пламени
в точке с минимальной скоростью движения газов
U=Un—^мин- (8-14)
8-2. ИЗМЕРЕНИЕ НОРМАЛЬНОЙ СКОРОСТИ РАСПРОСТРАНЕНИЯ
ПЛАМЕНИ
Скорость нормального распространения пламени Un определяется
законами передачи тепла (молекулярной теплопроводностью) и зако-
нами передачи вещества — диффузией. Поэтому эта скорость не зави-
сит от того, находится смесь в покое или движется в ламинарном
режиме.
Существуют различные способы определения Un. Как физико-хи-
мическая константа данной смеси величина Un должна быть постоян-
ной по всей поверхности фронта пламени и не должна зависеть от спо-
соба ее определения.
126
Опишем некоторые способы измерения
Un. Скорость нормального распространения
пламени можно измерить по фотографиям
фронта пламени в горизонтальной трубке
(рис. 8-2). Определив наблюдаемую скорость
распространения пламени фотографировани-
ем, как расстояние между двумя положения-
ми его фронта, пройденное за единицу време-
ни в покоящейся смеси, можно, пользуясь
уравнением (8-5), определить скорость нор-
мального распространения пламени.
Измерение Un наиболее просто произво-
дится по методу, разработанному В. А. Ми-
хельсоном. Этот метод называется методом
Рис. 8-4. Схема определе-
ния скорости распростране-
ния пламени по способу ко-
нуса Михельсона.
горелки.
Представим себе горелку в виде трубки, в кото-
рую подается газовоздушная смесь с а<1. Смесь по
истечении из горелки при ламинарном движении сгора-
ет вблизи ее устья, образуя конусообразный факел
голубого цвета. Часть газа, несгоревшего из-за
недостатка окислителя, догорает с воздухом, диффундирующим из атмосферы во внеш-
нем конусе бледно-фиолетового цвета. Для устойчивости пламени необходимо, чтобы
в каждой точке фронта нормальная к ней составляющая скорости движения газа рав-
нялась абсолютной величине нормальной скорости распространения пламени (рис. 8-4),
т. е.
Un = W cos ф,
(8-15)
где ф — угол между нормальной составляющей и вектором скорости потока.
Зная распределение скорости в потоке и угол ф, можно определить Un. Однако
получение поля скорости в потоке связано с трудностями.
Поскольку испытуемая газовоздушная смесь сгорает на боковой поверхности вну-
треннего конуса, значительно проще определять Un, принимая, что внутренний фронт
воспламенения имеет форму правильного конуса, и исходя из условия, что количество
подаваемой смеси должно равняться количеству смеси, сгорающей во фронте пламе-
ни, т. е.
Srx = UnFt.
В формуле:
S — сечение горелки;
W — средняя скорость горючей смеси в горелке;
F — площадь фронта пламени (боковая поверхность конуса);
т — время. Отсюда WS Un = — (8-16)
или ип = ^-, (8-17)
где V — объем газа, подаваемого в горелку за секунду.
Определение скорости нормального распространения пламени по
методу горелки связано с погрешностями вследствие того, что:
а) действительная поверхность фронта пламени внутреннего кону-
са горения несколько отличается от боковой поверхности геометриче-
ски правильного конуса;
б) предполагается постоянство Un по всей поверхности фронта
пламени. В действительности у корня факела Un меньше, чем в других
точках конуса пламени, у вершины же конуса в связи с более сильным
нагревом смеси окружающими продуктами сгорания скорость нормаль-
127
него распространения пламени, равная осевой скорости струи, больше.
Среднее значение Un для всего фронта пламени мало отличается от
значения, получаемого при расчете по формуле (8-17).
При измерении Un следует учитывать, что при истечении из горел-
ки струя горючей смеси эжектирует воздух из окружающей среды.
Опытами установлено, что это не отражается на величине конуса пла-
мени, если сжигается смесь с а>1. Если же испытывается смесь с не-
достаточным для горения количеством воздуха (а<1), то влияние
эжектируемого воздуха становится все заметнее с уменьшением а. Для
предотвращения эжекции воздуха на горелку надевают кварцевую
трубку, которая препятствует доступу встречного воздуха к продуктам
неполного горения внутреннего конуса. При этом внешний конус исче-
зает, создаются условия для определения Un, характерной для испы-
туемой смеси. Если поднести запальник, то внешний конус устанавли-
вается на выходе из кварцевой трубки.
8-3. УРАВНЕНИЕ НОРМАЛЬНОГО РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПЛАМЕНИ
Как было ранее сказано, при нормальном распространении пламе-
ни фронт пламени (зона горения) имеет малую толщину и делит массу
газа на две части; впереди него находится слабонагретая горючая
смесь, позади — сильно нагретые продукты сгорания. Из-за этого в пла-
мени происходят энергичные процессы диффузии. Поэтому передача
тепла от фронта пламени прилежащим слоям смеси совершается не
только за счет молекулярной теплопроводности, но и за счет диффузии
продуктов сгорания в исходную смесь, которая сопровождается одно-
временным отводом некоторой части этой смеси в зону горения. Диф-
фузия продуктов сгорания вызывает такой же нагрев смеси, какой
получился бы, если бы это же количество продуктов сгорания образо-
валось в результате химической реакции. В процессе диффузии из зоны
горения в свежую смесь проникают также промежуточные активные
продукты: атомарный водород и кислород, гидроксильные радикалы
ОН и другие нестойкие соединения, получаемые в ходе реакции.
В зоне горения температура изменяется от начальной температуры
исходной смеси TQ до температуры горения Тт, причем одновременно
изменяется и концентрация реагирующих веществ. Химические реак-
ции происходят при всех температурах в этом интервале, но с различ-
ной скоростью. Скорость реакции экспоненциально увеличивается
с ростом температуры, но так как одновременно с повышением темпе-
ратуры концентрация исходной газовой смеси падает, то скорость хи-
мической реакции достигает максимума при температуре несколько
ниже температуры горения. Чем больше скорость химической реакции,
тем больше скорость распространения пламени и меньше время пребы-
вания газа в зоне горения. Для протекания реакции при высокой тем-
пературе этого времени достаточно, тогда как в интервале низких
температур прореагирует лишь незначительная часть смеси. Основная
часть исходной смеси реагирует при температурах, близких к темпера-
туре горения, и поэтому скорость распространения пламени должна
•соответствовать ей. Следовательно, в пламени химические реакции про-
текают в основном в малом интервале температур АТ, близком к тем-
пературе горения, в смеси, сильно разбавленной продуктами сгорания
[Л. 19, 20].
Таким образом, распространение пламени связано с химическим
реагированием, сопровождающимся расходом исходных веществ и вы-
128
делением тепла в среде, в которой имеет также место перенос тепла
теплопроводностью и вещества—диффузией.
Поэтому для изучения процесса распространения пламени необхо-
димо одновременно рассматривать уравнение теплопроводности и диф-
фузии. Для простоты изложения рассмотрим случай установившегося
режима горения в системе координат, связанной с пламенем. Если при
этом будет рассматриваться случай распространения пламени в непод-
вижном газе, то система координат будет движущейся в пространстве.
В случае же, когда газ продувается сквозь стационарное пламя, она
будет неподвижной. Распределение температур в выбранной системе
координат в обоих случаях будет стацион.
Так как толщина зоны горения мала
по сравнению с кривизной поверхности
фронта пламени, можно считать, что тем-
пература и состав газа внутри зоны горе-
ния являются функциями одной коорди-
наты, перпендикулярной элементу пламе-
ни. На рис. 8-5 показано распределение
температуры и концентрации, а также
изменение скорости реакции в пламени.
Эти зависимости имеют форму плавных,
но резко изменяющихся кривых. На
большей части зоны горения происходит
нагрев смеси, а химическая реакция про-
текает на незначительной ее длине,
Рис. 8-5. Распределение темпера-
туры и концентрации в пламени.
Т — изменение температуры; С — кон-
центрации горючей смеси; № —скоро-
сти реакции.
в малом интервале температур, примыкающем к температуре горения.
Выделим в зоне горения элементарный слой dx и составим для
него уравнение теплового баланса, отнесенное к единице сечения пото-
ка и единице времени. При установившемся режиме горения в элемен-
тарном слое выделяется тепла в количестве:
= C)dx. (8-18)
При отсутствии теплопотерь часть этого тепла расходуется на на-
грев реагирующей смеси, а остальная часть отводится из слоя тепло-
проводностью. На нагрев смеси тепло расходуется в следующем коли-
честве:
dQd^U[)cpT\x+dx — UpCpT\x — UpCp Т’ + ттг—Т\ — U?cp-r- dx. (8-19)
j | ил
В формуле (8-19):
Ф(Т, С) —объемная скорость тепловыделения, кВт/м3;
U, р, ср и Т —соответственно скорость движения газов, м/с, плот-
ность смеси, кг/м3, теплоемкость, кДж/(кг-К), и температура в рассма-
триваемом сечении.
• Тепло, отводимое из слоя за счет теплопроводности, можно опреде-
лить как разность между тепловыми потоками, проходящими навстречу
движению газовой смеси через плоскости х и x + dx, отстоящие друг от
друга на расстоянии dx, т. е.
,z> * f dT X Гл (&Т \ 1 d . dT , ОП\
dQT — Z (-j— \ I Z ( . ) , Я. , dx, (o-20)
\ax Jx+dx L \ax > xJ ax ax
где % — коэффициент теплопроводности, кВт/(м • К).
Напомним, что в формуле (8-19)
Up=UnpQ, (8-21)
9—541 129
где ро — плотность исходной смеси; принято, что массовая теплоемкость
реагирующего газа равна теплоемкости исходной смеси.
Приравнивая выражение (8-18) сумме (8-19) и (8-20) с учетом
(8-21) и относя к единице объема, получаем уравнение теплопроводно-
сти для точки пламени, лежащей в зоне горения, в следующем виде:
4^"37=^(<) + Ф<Г’ С>- I (8’22>
В результате химического превращения и диффузии в пламени на-
ряду с изменением температуры изменяется также и концентрация го-
рючего вещества. Для того чтобы в уравнении (8-22) учесть зависимость
тепловыделения как от температуры, так и от концентрации, необходи-
мо совместно с уравнением теплопроводности решить уравнение диф-
фузии.
Уравнение диффузии выражает равенство расхода вещества на
реакцию W(T, C)dx общему количеству вещества, вносимого в элемен-
тарный объем конвекцией и диффузией, соответственно составляющих:
УрС Ь —С/рС |х+<г, = (7р^4х,
г, dC I / р. dC I \ тл dC Г n dC < d
- D?dr\x~ D?d^\x+dxr~ D?d^~[-D?d^+drX
x(-D9~dx}]=/-D?^-dx,
у r dx /J dx ' dx
С учетом изложенного и (8-21) ^уравнение диффузии может быть
написано в следующем виде:
С). (8-23)
В уравнении (8-23):
С — концентрация реагирующего вещества;
1F(Г, С) —объемная скорость реакции;
D — коэффициент диффузии.
Граничные условия:
при х =—оо Т=То и С=Со',
при х — Д-оо Т = Тт, = О, т^- = 0и С = 0.
г 1 ’ dx dx
Сложная зависимость интенсивности тепловыделения от Т и С со-
здает трудности в интегрировании системы уравнений (8-22) и (8-23).
Задача о тепловом (нормальном) распространении пламени с уче-
том зависимости скорости реакции от температуры и концентраций реа-
гирующих веществ была решена Я- Б. Зельдовичем и Д. А. Франк-Ка-
менецким (Л. 19], краткое содержание этого решения заключается в сле-
дующем.
Ввиду чрезвычайно малого времени пребывания смеси в пламени
можно считать, что процесс протекает адиабатически. В адиабатических
условиях температура горения равна:
Гг==£^4-Г0. (8-24)
В выражении (8-24):
Со — начальная концентрация горючего газа в смеси, кг/м3;
Q — теплота сгорания горючего газа, кДж/кг;
cv — теплоемкость смеси, кДж/(м3-К);
То — начальная температура смеси, К.
130
При неполном горении температура смеси составляет:
•р__ (Со — C)Q । -р
где С — текущая концентрация горючего газа в смеси в процессе непол-
ного горения.
Подстановка значения Qlcv, определенного из выражения (8-24),
в уравнение (8-25) после некоторых преобразований дает связь между
промежуточными значениями концентрации и температуры в следующем
виде:
С = сДг~7 . (8-26)
/ Г- / о
При этом принято, что теплоемкость исходной смеси равна теплоем-
кости продуктов сгорания и пренебрегается зависимостью теплоемкости
от температуры.
При равенстве коэффициента диффузии и коэффициента темпера-
туропроводности (D = a) в пламени химическая энергия распространя-
ется с такой же скоростью, как и тепловая. Поэтому соотношение
(8-26), вытекающее из закона постоянства суммы тепловой и химиче-
ской энергии в процессе адиабатического горения и смешения, при
условии D = a останется в силе и для условий протекания химического
реагирования в пламени.
Полученное соотношение (8-26), в котором установлена связь меж-
ду текущими значениями концентрации и температуры в пламени, по-
зволяет в уравнении (8-22) интенсивность тепловыделения выразить как
функцию одной только переменной температуры и перейти от системы
двух дифференциальных уравнений (8-22) и (8-23) к одному в следую-
щем виде:
<8-27)
Трудность решения этого уравнения связана с его нелинейностью.
Я. Б. Зельдовичем и Д. А. Франк-Каменецким уравнение (8-27)
рассматривается раздельно для зоны, где реакции практически не про-
текают, и для зоны, где реагирует основная масса газа в малом интер-
вале температур АТ.
В самой зоне химического реагирования скорость тепловыделения
столь велика, что расходом тепла на нагрев смеси в небольшом интер-
вале температур протекания реакций в пламени можно пренебречь и
приближенно написать уравнение для зоны реакции в следующем виде:
- гНязг) = -ф<7’>’ (8-28)
т. е. приближенно можно считать, что все тепло из зоны реакции тепло-
проводностью отводится непрореагировавшему газу.
Для интегрирования вводится новая переменная
У = (8-29)
Тогда
dx — ^-dT. (8-30)
Подстановкой выражений (8-29) и (8-30) уравнение (8-28) преобра-
зуется к виду:
ydy=— W(T)dT. (8-31)
9* 131
Введенная переменная у представляет собой поток тепла, перено-
симого теплопроводностью через единицу поперечного сечения потока
смеси, а уравнение (8-31) характеризует его зависимость от темпера-
туры.
Интегрирование уравнения (8-31) в пределах температур Тг—АГ
и Тг и соответствующих тепловых потоков дает:
Гг
= - - J 1ф(Т)<1Т. (8-32)
Гг-ДГ
В конце зоны горения вследствие окончания химического реагиро-
вания, а следовательно, и тепловыделения у% равняется нулю. Прини-
мая также, что Л не зависит от температуры, получаем:
у^-^Ы J ф(Г)йТ. (8-33)
В зоне низких температур, где реакции практически не протекают,
величина Ф(Г) ничтожно мала и ею можно пренебречь и написать для
этой зоны уравнение (8-27) в следующем виде:
тт ^-Т d f. dT \ /о
Un'"CpTx dx y^dxj (8'34>
Та же подстановка (8-29) преобразует уравнение (8-34) к виду
dy=UnpQCpdT, (8-35)
интегрирование которого в пределах температур Го и Тт—АТ и соответ-
ствующих тепловых потоков г/о = 0 и у^ дает:
yi == UnpoCp [(Л — ДТ) — То].
(8-36)
Для установившегося процесса на границе раздела зон, т. е. в той
плоскости, где Т—Тг—АТ, тепловые потоки (8-33) и (8-36) должны
быть равны.
Приравнивая выражения (8-33) и (8-36) с учетом того, что АТ<С
<СТГ—То, и выражение, стоящее в квадратных скобках в уравнении
(8-36), приближенно принимая равным Тг—То, получаем:
ип
(8-37)
Проверка показала, что вычисленная по формуле (8-37) скорость
распространения пламени в смеси СО с воздухом близка к значениям,
полученным из опыта. Однако эта формула еще не нашла широкого при-
менения для определения Un, так как для этого необходимо знать кон-
Рис. 8-6. Упрощенная схе-
ма структуры пламени.
кретный вид кинетического уравнения и зна-
чения констант, которые для многих реакций
еще неизвестны.
Вместе с тем теория теплового распро-
странения иламени позволила более точно объ-
яснить зависимость Un от состава смеси и
физических параметров, в частности от темпе-
ратуры и давления.
Основные результаты этой теории получе-
ны Д. А. Франк-Каменецким без интегрирова-
132
ния дифференциального уравнения (8-27). С целью упрощения задачи
он заменил истинное распределение температур во фронте пламени
ломаной линией, проведя касательную к кривой действительного распре-
деления температур в точке перегиба и продолжив ее до пересечения
с прямыми, параллельными оси абсцисс и отвечающими температурам
То и Тг ((рис. 8-6).
Расстояние между точками пересечения 61 представляет собой ши-
рину зоны, в которой происходит изменение температуры от То до Тг
и называется тепловой шириной фронта пламени.
Максимальное значение градиента температур во фронте пламени
равняется:
В зоне разогрева, занимающей основную часть толщины пламени,
химические реакции практически не протекают, поэтому поток тепла,
поступающий теплопроводностью из зоны химического реагирования,
______________________ « f dT \ __- / Тг — То \ ,q
7=-Я = Л------g-- (8-39)
/ макс \ U1 /
расходуется на нагрев поступающей в пламя горючей смеси от темпера-
туры То до температуры Тг и может быть также выражен в виде
Q = cppUn(TF—То), (8-40)
где ср — теплоемкость горючей смеси при постоянном давлении; р —
плотность горючей смеси.
Приравнивая выражения (8-39) и (8-40), получаем уравнение для
нормальной скорости распространения пламени:
^ = т4-=4-. (8-41)
CppOi 0 1
где 'klcpp — a — температуропроводность.
Так как в пламени химические реакции протекают при высоких
температурах, в малом интервале температур, то химическая ширина
зоны пламени составляет небольшую часть ширины тепловой зоны
62 = Ф61, (8-42)
где Ф — безразмерный множитель, меньший единицы, численное значе-
ние которого зависит от температур То и Тг и от кинетики реакции.
Химическую ширину зоны пламени в свою очередь можно выразить
как
(8-43)
где т — время химической реакции во фронте пламени.
Преобразуя формулу (8-41) с учетом соотношений (8-42) и (8-43)
для скорости нормального распространения пламени, окончательно по-
лучаем:
= У фЛ.. (8-44)
Из формулы (8-44) видно, что Un зависит от физических свойств
смеси и ее реакционной способности.
Из выражения (8-41) следует, что
(8-45)
133
Время прогрева газа в пламени
____________________________ а
т “Un 77^7’
(8-46)
т. е. чем больше Un, тем меньше толщина пламени и время разогрева.
8-4. ЗАВИСИМОСТИ СКОРОСТИ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПЛАМЕНИ
ОТ ДАВЛЕНИЯ, СОСТАВА И ТЕМПЕРАТУРЫ СМЕСИ
Зависимость скорости распространения пламени от давления
Так как интенсивность тепловыделения, выражаемая в (8-37) функ-
цией Ф(Т), пропорциональна скорости реакции, зависящей от давления
по степенному закону р* , где v — порядок реакции, а плотность пропор-
циональна давлению, то из формулы (8-37) следует, что
Un^p . (8-47)
Массовая скорость горения, равная
ит = £7„ро ~ р 2 , (8-48)
с повышением давления всегда растет.
Зависимость скорости распространения пламени от состава
и температуры смеси
Как видно из формул (8-37) и (8-44), Un в основном зависит от
времени химической реакции во фронте пламени. Время сгорания мож-
Со держа Кие газа в смеси, /»(обмена)
t ।_________।_____I_____i_____I
!00 80 00 ' 00 20 О
Содержание Воздуха в смеси
но считать пропорциональным средней
скорости химического превращения, ко-
торая зависит от температуры и состава
смеси в зоне реакции в пламени.
Опыт показывает, что скорость нор-
мального распространения пламени в ки-
слородных и воздушных смесях горючих
газов сильно зависит от состава смеси
Рис. 8-8. Зависимость нормаль-
ной скорости распространения
пламени в воздушной смеси
саратовского природного газа
от его процентного содержа-
ния в смеси.
Рис. 8-7. Зависимость нормальной скорости
распространения пламени в воздушных сме-
сях водорода, окиси углерода и метана от
их состава.
На рисунке вместо м/с следует читать см/с,
СН—СН<, состав — стехиометрический состав.
134
и температуры. На рис. 8-7 показана зависимость скорости распростра-
нения пламени в воздушных смесях водорода, окиси углерода и метана
от содержания газа в смеси. На рис. 8-8 эта же зависимость приведена
для воздушной смеси саратовского природного газа, на этом же рисунке
показана зависимость Un от коэффициента избытка воздуха.
Как видно из рис. 8-7, скорость нормального распространения пла-
мени для водородно-воздушных смесей во много раз больше, а концен-
трационные пределы шире, чем для смесей метана или окиси углерода
с воздухом. В кислородных смесях горючих скорость распространения
пламени резко возрастает. Так, например, в смеси метана с кислородом
максимальная скорость распространения пламени равняется 3,25 м/с,
тогда как для смеси метана с воздухом она составляет 37 см/с.
Распространение пламени в различных смесях происходит по ана-
логичным зависимостям от состава. Характер этих зависимостей иллю-
стрируется куполообразными кривыми на рис. 8-7 и 8-8. Нормальная
скорость распространения пламени достигает максимума при заметном
избытке горючего, а не при стехиометрическом соотношении. Например,
для воздушных смесей окиси углерода стехиометрический состав равен
29,5%, а скорость пламени достигает максимума при содержании горю-
чих 42—43%.
Следует заметить, что при сжигании однородной смеси максимум
температуры будет достигнут в стехиометрической смеси, тогда как ско-
рость превращения максимальна в смеси такого состава, в которой со-
ответственно кинетическому уравнению осуществляются оптимальные
условия для скорости выхода продуктов реакции.
При изменении состава смеси изменяется также и температура го-
рения, поэтому в действительности Un зависит не только от состава, но
также и от температуры горения.
Следовательно, для нахождения зависимости Un от состава смеси
следует так изменять состав, чтобы температура горения оставалась
неизменной. Это условие может быть выполнено, если в смеси заменить
часть избыточной компоненты на инертный газ, теплоемкость которого
близка к теплоемкости избыточной компоненты. При таком изменении
состава температура горения будет оставаться неизменной, а концентра-
ция избыточной компоненты изменится.
Так, например, в следующих трех смесях [Л. 20]: 20% СО, 10% Оз,
70% N2; 20% СО, 30% О2, 50% N2; 20% СО, 80% О2 температура горе-
ния одинакова, концентрация СО в зоне реакции также одинакова, так
как она определяется температурой горения, а концентрация кислорода
изменяется. Опыты с этими смесями показали, что скорость распростра-
нения пламени практически не зависит от концентрации кислорода.
Концентрация кислорода в зоне реакции менялась от 2% в смеси пер-
вого состава до 72% в третьем случае, а скорость пламени изменялась
менее чем в 1,5 раза.
Опыты, проведенные подобным образом со смесями, содержащими
в избытке различные количества окиси углерода, показали, что скорость
пламени пропорциональна ]/"Ссо, где Ссо — концентрация окиси угле-
рода в зоне реакции. Сопоставляя эту зависимость с формулой (8-44)
с учетом того, что скорость реакции пропорциональна времени ее про-
текания, видим, что химическая реакция в пламени — первого порядка
по СО.
Разбавление смеси инертным газом снижает температуру горения,
в результате чего скорость распространения пламени уменьшается. Чем
больше теплоемкость инертного газа, тем больше инертный газ снижает
135
температуру горения и тем сильнее уменьшает скорость распростране-
ния пламени.
Для интенсификации процесса горения значительный интерес пред-
ставляет зависимость скорости нормального распространения пламени
от начальной температуры смеси.
Предварительный подогрев смеси увеличивает скорость распростра-
нения пламени, так как при этом повышается температура горения.
Однако наблюдающееся в опытах с предварительным подогревом уве-
личение скорости распространения пламени во много раз меньше, чем
можно было ожидать по увеличению скорости реакции согласно закону
Аррениуса. Это объясняется тем, что для скорости химического реаги-
рования в пламени и, следовательно, для скорости распространения
пламени определяющей является температура в зоне горения, которая
с повышением начальной температуры смеси увеличивается на значи-
тельно меньшую величину. По результатам экспериментальных иссле-
дований установлено, что максимальная скорость нормального распро-
странения пламени растет пропорционально начальной температуре
смеси в степени 1,7.
На скорость распространения пламени в смесях окиси углерода
сильное влияние оказывает содержание водяного пара. Смесь СО с воз-
духом и даже с кислородом, лишенная водородосодержащих веществ,
не способна к распространению пламени. Однако прибавление к смеси
даже ничтожных количеств влаги позволяет получить воспламенение и
обеспечить распространение пламени. Оптимальное количество примеси
водяного пара зависит от давления и при атмосферном давлении для
кислородной смеси СО составляет примерно 9%.
В табл. 8-1 приведены данные о скорости нормального распростра-
нения пламени в смесях различных газов с воздухом, а в табл. 8-2 —
Таблица 8-1
Нормальная скорость распространения пламени в смесях различных газов
с воздухом при нормальном давлении и температуре 20°С
Горючий газ Хими- ческая формула Стехиометрическая смесь Смесь, в которой скорость рас- пространения пламени имеет максимальное значение
Состав смеси, % по объему см/с Состав смеси, % по объему [/макс п ’ см/с
содержа- ние газа содержа- ние воз- духа содержа- ние газа содержа- ние воз- духа
Водород н2 29,5 70,5 160 42 58 267
Окись углерода со 29,5 70,5 30 43 57,0 42
Метан сн4 9,5 90,5 28 10,5 89,5 37
Этан с2н6 5,64 94,36 6,3 93,7 40
Пропан СзН8 4,02 95,98 — 4,3 95,7 38
Бутан С4н1о 3,12 96,88 — 3,3 96,7 37
Пентан С5Н12 2,55 - 97,45 — 2,92 97,08 38,5
Гексан С6н14 2,16 97,84 — 2,52 97,48 38,5
Гептан C7Hi6 1 ,87 98,13 — — — —
Октан С8н18 1 ,65 98,35 — — —• —
Этилен с2н4 6,5 93,5 50 7 93,0 63
Ацетилен с2н2 7,7 92,3 100 10 90,0 135
Бензол ад 2,71 97,29 3,34 96,66 40,7
Метиловый спирт СНзОН 12,44 87,56 — —• —
Этиловый спирт сн5он 6,52 93,48 — — — —
Сероуглерод CS 6,52 93,48 — 8,2 91,8 48,5
Сероводород H2S 12,24 87,76 — — — —
136
Таблица 8-2
Максимальные скорости наблюдаемого распространения пламени
в смесях различных газов с воздухом
Газ Максимальная скорость на- блюдаемого распростране- ния пламени в трубке 0 25,4 мм, см/с Содержание газа в смеси, обладаю- щей наибольшей скоростью наблю- даемого распро- странения пламе- ни, % по объему Газ Максимальная скорость на- блюдаемого распростране- ния пламени в трубке 0 25,4 мм, см/с Содержание газа в смеси, обладаю- щей наибольшей скоростью наблю- даемого распро- странения пламе- ни, % по объему
Водород 485 38,5 Пропан 82 4,6
Окись угле- 125 45,0 Бутан 82 3,6
рода Пентан 82 2,9
Метан 67 9,8 Этилен 142 7,1
Этан 86 6,5
данные о скорости наблюдаемого распространения пламени в трубе
0 25,4 мм в смесях различных газов с воздухом, которые значительно
превосходят соответствующие значения Un, взятые при прочих равных
условиях: одинаковом составе смеси, температуре и давлении. При пере-
счете по формуле (8-5) получаемые значения Un совпадают с данными
табл. 8-1. Это свидетельствует о сходимости результатов, полученных
различными методами, и справедливости закона (8-5).
8-5. ПРЕДЕЛЫ РАСПРОСТРАНЕНИЯ ПЛАМЕНИ
Мы видели, что скорость распространения пламени изменяется в за-
висимости от различных факторов. Поэтому встает вопрос о пределах
распространения пламени, т. е. вопрос о том, в каких пределах измене-
ния физических условий данная смесь еще будет гореть.
Любую горючую смесь, как бы она ни была разбавлена, можно
воспламенить, применив достаточно сильный источник зажигания. Но
оказывается не всякая смесь способна поддерживать распространение
пламени. Способность смеси к распространению пламени зависит от ее
состава и условий теплообмена с окружающей средой.
Рассмотрение этого вопроса начнем со второго фактора. Опыты по-
казывают, что одна и та же смесь горит в широких трубках, но не под-
держивает распространения пламени в трубках с малым диаметром.
При уменьшении диаметра трубки увеличиваются относительные тепло-
вые потери, во-первых, посредством отвода тепла из зоны реакции и
зоны подогрева через стенки трубки и, во-вторых, в результате охлаж-
дения продуктов сгорания возникает продольный поток тепла от зоны
горения в сторону продуктов сгорания. Эти теплопотери снижают тем-
пературу горения и, следовательно, скорость распространения пламени
и обусловливают прекращение распространения пламени в трубке не-
которого диаметра. Понижение температуры горения по сравнению
с теоретической температурой горения зависит от скорости пламени.
С уменьшением скорости пламени увеличивается время пребывания
газа в зоне охлаждения, а следовательно, увеличиваются теплопотери,
что приводит к большему падению температуры. Поэтому значение кри-
тического диаметра, т. е. диаметра, при котором прекращается распро-
странение пламени, для различных смесей обратно пропорционально
теоретической скорости распространения пламени (скорости распрост-
ранения пламени в условиях отсутствия теплопотерь). Кроме того, при
данном диаметре трубки теплопотери будут тем меньше, чем выше дав-
137
ление смеси, так как при этом увеличивается масса реагирующей смеси
при той же величине поверхности охлаждения.
Эти соображения приводят к следующему соотношению для крити-
ческого диаметра:
л___const
a~~U7p
(8-49)
В формуле:
Ut: — теоретическая скорость распространения пламени;
р — давление смеси.
С увеличением диаметра трубки относительные потери тепла умень-
шаются, что улучшает условия распространения пламени. Однако это
имеет место до определенного предела, после которого относительные
тепловые потери перестают зависеть от диаметра, вследствие чего рас-
пространение пламени также перестает зависеть от диаметра.
Теперь рассмотрим возможность распространения пламени в зави-
симости от состава смеси. Так как скорость распространения пламени
зависит не только от природы горючего, но и от состава смеси и темпе-
ратуры горения, то при разбавлении смеси вследствие уменьшения тем-
пературы горения уменьшается скорость распространения пламени в ней
и одновременно увеличиваются тепловые потери, которые при опреде-
ленной степени разбавления приводят к прекращению горения. Подоб-
ное же влияние оказывает большой избыток горючего. Таким образом,
существуют определенные концентрационные пределы, внутри которых
возможно распространение пламени. Опытные кривые зависимости ско-
рости распространения пламени от состава смеси (рис. 8-7 и 8-8) на
краях обрываются на конечных величинах Un, что говорит о существо-
вании граничных скоростей распространения пламени.
Предел, ограничивающий распространение пламени из-за разбав-
ления горючей смеси, называют нижним пределом, а предел, огра"
ничивающий распространение пламени из-за избытка горючего, назы-
вают верхним пределом.
Если некоторую смесь, находящуюся в указанных концентрацион-
ных пределах воспламенения зажечь в каком-либо месте, то пламя рас-
пространится по всей смеси.
Если смесь, лежащая вне концентрационных пределов воспламене-
ния, и может быть зажжена сильным источником, все же пламя в ней
не будет распространяться, а погаснет.
Значения пределов воспламенения при нормальных атмосферных
условиях для некоторых газов приведены в табл. 8-3. На рис. 8-8 по-
казаны концентрационные пределы воспламенения и значения скорости
нормального распространения пламени для природного газа саратов-
ского месторождения. Саратовский газ горит в том случае, если содер-
жание его в смеси с воздухом находится в пределах от 5,5 до 14,8%,
соответственно коэффициент избытка воздуха изменяется в пределах от
1,9 до 0,63. Вне этих пределов, при отсутствии предварительного подо-
грева, смесь не горит. Максимальная скорость распространения пламени
^/пмакс = о?б95 м/с достигается при 10,2% газа в смеси и а = 0,97, т. е.
при некотором недостатке воздуха.
При разбавлении смеси инертными газами по мере уменьшения
температуры горения уменьшается скорость распространения пламени,
в результате чего концентрационные границы сужаются. Напротив,
в случае предварительного подогрева смеси из-за роста скорости реак-
138
Таблица 8-3
Пределы воспламенения в воздушных и кислородных смесях
при атмосферном давлении и температуре 20°С
Горючий газ Химическая формула Концентрационные пределы воспламенения в воздушных смесях, % газа по объему Концентрационные пределы воспламенения в кислородных смесях, % газа по объему
нижний верхний нижний верхний
Водород н2 4 74,2 4,65 93,9
Окись углерода со 12,5 74,2 15,5 93,9
Метан сн4 5 15 5,4 59,2
Этан с2н6 3,22 12,45 4,1 50,5
Пропан СзН8 2,37 9,5 2,3 55
Бутан С4н1о 1,86 8,41 1,8 49
Пентан с3н12 1,4 7,8 — —
Гексан С6н14 1,25 6,9 — —
Гептан C7Hi6 1,0 6,0 — —
Октан С8Н18 0,95 —. — —
Этилен с2н4 3,75 29,6 2,9 79,9
Ацетилен С2Н2 2,5 80 3,5 89,4
Бензол С6н6 1,41 6,75 2,6 30
Метиловый спирт СНзОН 6,72 36,5 — —
Этиловый спирт СН5ОН 3,28 18,95 — —
Сероуглерод CS 1,25 50,0 — —
Сероводород H2S 4,3 45,50 — —
Водяной газ — 6,0 70 — —
Коксовый газ — 5,6 28—30,8 — —
Природный газ (сэра- — 5,1 12,1—25 — —
товский)
Доменный газ 1 35 65—73,9 — —
ции с температурой скорость распространения пламени увеличивается,
а концентрационные пределы расширяются.
При отсутствии экспериментальных данных скорость нормального
распространения пламени и массовая скорость горения могут быть рас-
считаны по формулам, предложенным А. С. Предводителевым [Л. 10]:
= (Ст—Сн) (Св Ст) (8-50)
и
nm=t/mrp + B(CT-CH) (Св—Ст). (8-51)
В формулах (8-50) и (8-51):
£7пгр и Птгр — минимальные значения скоростей;
Ст— концентрация топлива в смеси, %' по объему;
Сн и Св — нижняя и верхняя концентрационные границы зажигания
(пределы воспламенения);
А и В — коэффициенты, определяемые по одной экспериментальной
точке.
Пределы воспламенения технических газов, представляющих собой
смесь простых газов: СО, Нг, СН4 и др., можно определить, пользуясь
правилом Ле-Шателье, в основе которого лежит предположение о неза-
висимости горючих свойств каждого из газов, входящих в смесь:
L = . (8-52)
Пх , П2 ,
Z1 /2
139
В формуле:
L — определяемый верхний или нижний предел воспламенения;
«2 — процентное содержание компонентов в сложном газе;
h — верхние или нижние пределы воспламенения для смеси от-
дельных газов с воздухом, приведенные в табл. 8-3.
Экспериментально установлено, что максимальное значение нор-
мальной скорости распространения пламени в смесях технических га-
зов можно определять по формуле
v + ... (853)
где Ui, U2 — нормальные скорости распространения пламени для смесей
этих компонентов с воздухом.
8-6. ТУРБУЛЕНТНОЕ РАСПРОСТРАНЕНИЕ ПЛАМЕНИ
Опыты показывают, что при переходе от нормального горения
к турбулентному скорость распространения пламени 17т резко увеличи-
вается, соответственно увеличивается количество свежей смеси, реаги-
рующей на единице осредненного фронта пламени в единицу времени.
Распространение ламинарного пламени в § 8-3 было пред-
ставлено как непрерывный процесс прогрессирующего ускорения реак-
ции при прохождении газа через узкую зону пламени в условиях
параллельного переноса тепла теплопроводностью и диффузионного пе-
реноса продуктов горения, в том числе и активных центров, в свежую
смесь и свежей смеси в зону горения.
В турбулентном пламени реакции развиваются в таких же
условиях по температуре и составу реагирующего газа, как и в лами-
нарном пламени. Однако в турбулентном пламени химическая реакция
ускоряется за счет турбулентной диффузии вещества и турбулентной
теплопроводности. Кривые осредненных температур и концентраций
имеют такой же характер, как и кривые температур и концентраций
в ламинарном пламени. Так как процессы турбулентного переноса явля-
ются функцией числа Рейнольдса (Re), то скорость турбулентного рас-
пространения пламени (£7Т) также зависит от величины Re. Поэтому
£7Т зависит от средней скорости потока в данной точке, она возрастает
с увеличением скорости потока. Соответственно она также увеличивает-
ся при искусственном повышении степени турбулентности.
Фронт турбулентного пламени пульсирует (очерчен нерезко), силь-
но искривлен, имеет размытые контуры и значительную толщину, в ре-
зультате чего его поверхность сильно развита.
Можно полагать, что размытый фронт турбулентного пламени
образуется колебаниями различных точек более тонкой поверхности зоны
воспламенения, перемещаемых вследствие пульсаций скорости.
Имеются две теории, объясняющие механизм турбулентного распро-
странения пламени: теория фронтового или поверхностного горения и
теория объемного горения.
Первая теория заключается в том, что под действием турбулентно-
сти фронт пламени искривляется, размывается, его поверхность сильно
увеличивается, но структура зоны горения не нарушается, так как она
очень тонка. Вследствие этого пламя распространяется с постоянной
140
скоростью ламинарного горения по всей развитой поверхности, что пред-
полагает следующую непосредственную связь между скоростями тур-
булентного и ламинарного горения. Скорость турбулентного распростра-
нения пламени относительно свежей смеси увеличивается пропорцио-
нально увеличению поверхности пламени, т. е.
Ут = £/„21, (8-54)
* л
где Ft и Гл — собственно поверхность фронта турбулентного и ламинар-
ного пламени.
Однако пользоваться соотношением (8-54) нельзя, так как опреде-
лять FT не представляется возможным.
Нормальное распространение пламени приводит к сокращению
искривленной поверхности фронта пламени, а воздействие пульсации —
к ее увеличению.
Механизм турбулентного распространения пламени и величина и?
зависят от масштаба турбулентности. В случае мелкомасштабной тур-
булентности, когда длина пути смешения мала по сравнению с шириной
зоны ламинарного горения, считают, что фронт пламени в потоке имеет
некоторое среднее положение и среднюю толщину и, так же как при
горении в ламинарном потоке, сгорание происходит путем распростране-
ния непрерывного фронта пламени. Увеличение же скорости турбулент-
ного распространения пламени вызвано увеличением скорости горения
на единице поверхности такого осредненного фронта пламени. Это про-
исходит вследствие того, что на процессы молекулярного переноса на-
кладываются процессы турбулентного переноса, увеличивающие коэф-
фициент переноса до ам + ат, где ат — коэффициент турбулентной тем-
пературопроводности.
Поэтому аналогично выражению (8-44), указывающему, что Un
пропорциональна корню квадратному из температуропроводности, мож-
но принять скорость турбулентного распространения пламени пропор-
циональной квадратному корню из ам + ат:
(8-55)
что позволяет написать соотношение между турбулентной и нормальной
скоростью распространения пламени в следующем виде:
Ut — Г Ям + ___Ту । । _£т_
Un г г Ям
(8-56)
Поскольку в (8-56) aT = ET = /Tt7', то
(8-57)
При вполне развитой турбулентности величиной ам по сравнению
с ат можно пренебречь и тогда получим:
Цт
Un
(8-58)
141
Так как eT~Re, то
Й-m
(8-59)
Свежая
смесь
& £> о
О
Продукты
сгорания
Рис. 8-9. Схема пламени в турбу-
лентном потоке.
о
0
о
т. е. скорость распространения пламени в мелкомасштабном турбулент-
ном потоке пропорциональна корню квадратному из числа Re. Следова-
тельно, U? зависит от гидродинамических условий в потоке и поэтому
не является физико-химической константой.
Более важное значение для топочной техники имеет крупномасш-
табная турбулентность. В этом случае, когда длина пути смешения
больше ширины зоны горения, элементарные объемы горящего газа и
продуктов сгорания в процессе хаотического движения, перемещаясь
из зоны горения в прилежащие слои свежей смеси, создают новые очаги
горения. Элементарные же объемы свежей смеси, попадая в зону горе-
ния, разрывают фронт пламени на отдельные очаги горения элементар-
ных объемов (молей) свежей смеси (рис. 8-9). При этом горение этих
молей свежей смеси происходит с по-
верхности за счет нормального распро-
странения пламени. Такой же пеленой ла-
минарного пламени окружаются моли
продуктов сгорания, попавшие из зоны
горения в прилегающие слои горючей
смеси, что обусловливает сгорание окру-
жающей среды свежей смеси. Фронтом
пламени является суммарная поверх-
ность турбулентных молей, находящихся
в данный момент в зоне горения. Размеры молей непрерывно меняются,
некоторые из них уничтожаются, одновременно в зону горения прони-
кают свежие моли. При такой сложной структуре зоны горения суммар-
ная поверхность фронта пламени сохраняет некоторое среднее значение.
Принимают, что фронт пламени со стороны свежей смеси опреде-
ляется поверхностью, которой достигают отдельные воспламенные моли,
выбрасываемые из зоны горения за счет пульсаций, и где во многих
точках начинается локальное воспламенение, т. е. поверхностью, на ко-
торой начинается воспламенение отдельных молей. Конечная граница
пламени образуется слиянием всех отдельных воспламененных молей и
созданием сплошного воспламененного потока.
В результате при крупномасштабном турбулентном режиме горения
фронт пламени становится волнистым и может разрываться на отдель-
ные зоны. При этом поверхность фронта пламени увеличивается, на ней
за единицу времени сгорает большее количество смеси. Поэтому фронт
пламени должен двигаться с большей скоростью или потребуется боль-
шая скорость свежей смеси, чтобы удержать фронт пламени стационар-
но. Такое объяснение крупномасштабному турбулентному горению было
дано К. И. Щелкиным [Л. 21].
Поскольку распространение пламени в этом случае совершается по-
средством перемещения горящих молей, то время реакции будет опре-
деляться временем смешения
т = (8-60).
В формуле:
/т — длина пути смешения;
U'— средняя квадратичная пульсационная скорость.
142
При развитом турбулентном потоке слагаемым молекулярной тем-
пературопроводности в выражении коэффициента турбулентного обмена
можно пренебречь и считать его равным величине l^U'. Подставляя
в выражение (8-55) это значение турбулентной температуропроводности
и одновременно вместо т его выражение из (8-60), получаем:
Следовательно, при сильной турбулентности скорость турбулентного
распространения пламени £7Т пропорциональна средней пульсационной
скорости, т. е. определяется аэродинамическими характеристиками пото-
ка, и не зависит от физико-химических свойств газовой смеси. Послед-
нее сказывается в отношении ее теплоты сгорания, влияющей на вели-
чину температуры горения. Высокая температура горения обусловливает
высокое теплосодержание частиц продуктов сгорания, перебрасываемых
турбулентностью в свежую смесь, и, следовательно, большую скорость
распространения пламени.
Из (8-61) непосредственно следует, что
f7T~eT и £/T~Re. (8-62)
В описанных двух моделях поверхностного горения предполагается
распространение фронта пламени в виде нестационарных поверхностей
малой толщины, разделяющих свежую смесь от продуктов сгорания.
Фронт пламени перемещается турбулентными пульсациями, имея одно-
временно собственное движение относительно свежей смеси со ско-
ростью ип.
Согласно теории объемного и, в частности, микрообъемного горе-
ния, предложенной Е. С. Щетниковым [Л. 22], горение молей свежей сме-
си происходит в основном в объеме моля, а не только с поверхности за
счет нормального распространения пламени.
В этих теориях исходят из представления турбулентного потока как
совокупности хаотически движущихся объемов турбулентных молей.
Размеры молей различны и изменяются от крупных, соизмеримых с раз-
мерами сечения потока, до самых мелких, причем мелкие моли могут
как существовать самостоятельно наряду с большими, так и распола-
гаться внутри них. Движение мелких молей внутри крупных создает
внутримольное перемешивание.
При интенсивной турбулентной диффузии горячие моли из зоны го-
рения выбрасываются пульсациями в свежую смесь и, не успев воспла-
менить соседние моли, перемешиваются с ними, повышая их температу-
ру, увеличивая концентрацию активных центров и понижая концентра-
цию горючего. Кроме того, предполагается, что микродиффузия внутри
молей за счет мелкомасштабных пульсаций протекает так быстро, что
за время существования моля первоначально неравномерно распреде-
ленный его состав и температура успевают выровняться. Так происхо-
дит непрерывное исчезновение и образование молей газа. При этом
содержание молей изменяется, концентрация и температура выравнива-
ются, т. е. происходит быстрое смешение свежей смеси с продуктами
сгорания. В молях, в которых после смешения температура окажется
достаточно высокой, во всем объеме интенсивно протекают гомогенные
химические реакции и смесь успевает сгореть раньше, чем она могла
бы сгореть при таком сравнительно медленном процессе, как ламинар-
ное горение. Образующиеся продукты реакции в свою очередь смеши-
143
ваются с молями свежей смеси, и таким путем происходит распростра-
нение пламени.
Напротив, в других молях в процессе турбулентного смешения не
создаются благоприятные температурные или концентрационные усло-
вия для химического реагирования и поэтому за время существования
моля реакции горения не успевают полностью завершиться или совсем
не происходят.
Такая модель горения Е. С. Щетинковым [Л. 22] была названа
микрообъемной, так как химические реакции горения происходят
в отдельных микрообъемах, неравномерно распределенных по всей ши-
рине зоны турбулентного горения. При этом предполагается, что искрив-
ленные и мелкомасштабные фронты, распространяющиеся по законам
ламинарного пламени, отсутствуют. Они не успевают сформироваться
на границах между молями свежей смеси и продуктов сгорания вслед-
ствие их быстрого относительного движения и конечного периода индук-
ции в реагирующих молях.
Так как турбулентное смешение происходит много быстрее, чем
ламинарное, суммарная скорость горения будет значительно больше.
Следовательно, в глубине зоны горения должна наблюдаться мик-
ронеоднородность газа. На малых расстояниях друг от друга могут
находиться сгоревшие, несгоревшие и реагирующие моли. В этих усло-
виях интенсивного протекания турбулентной диффузии ламинарный
фронт горения не успевает образоваться.
Таким образом, согласно этой теории турбулентное пламя представ-
ляется как зона горения, раздробленная на отдельные очаги. Химиче-
ское реагирование происходит во всем объеме отдельных молей в гомо-
генной среде — смеси исходных веществ и продуктов сгорания подобно
тому, как происходит самовоспламенение смеси.
Как известно, особенность протекания экзотермических реакций
горения заключается в том, что реакция самоускоряется и завершается
воспламенением, т. е. образованием пламени. Первично образованное
пламя, установившееся в процессе переноса от горящих молей на сосед-
ние или возникшее в результате самовоспламенения тех объемов, где
произошло быстрое смешение свежей смеси с продуктами горения, рас-
пространяется на соседние слои. Поэтому предполагается, что турбу-
лентное горение происходит как путем распространения пламени, так
и объемных реакций, развивающихся в тех местах, где турбулентное
смешение опережает распространение пламени.
А. С. Соколиком предложена теория турбулентного распростране-
ния горения через пульсирующее самовоспламенение микрообъемов.
При этом в отличие от непрерывного молекулярного обмена с плавным
изменением температуры и концентрации, в турбулентном потоке теп-
ло- и массообмен носит пульсирующий, прерывистый характер, обу-
словливающий такой же характер изменения температуры и концентра-
ции смешивающих газов.
В турбулентном потоке происходит интенсивное смешение свежей
смеси с продуктами сгорания. Смешение происходит на элементарном
пути турбулентной диффузии /т, который при малых периодах индукции
есть лангранжев масштаб турбулентности. Характеристическое время
турбулентности, в течение которого микрообъемы перемешиваются на
расстоянии 1т, является временем смешения и обозначается через тт-
В результате смешения образуются микрообъемы с различным со-
ставом по содержанию исходной смеси и продуктов сгорания. В микро-
молях с высокой концентрацией продуктов сгорания и поэтому с высо-
144
кой температурой, близкой к температуре горения, со значительной кон-
центрацией химически активных центров, реакции весьма быстро раз-
виваются. В течение малого периода индукции Тг<тт наступает самовос-
пламенение в результате превышения тепловыделения в микрообъеме
над теплоотводом с его поверхности. В микромолях с неблагоприят-
ными температурными и концентрационными условиями реакции слабо-
развиваются, или они, не успев воспламениться в течение малого перио-
да индукции, вступают в последующее смешение. Таким образом рас-
пространение турбулентного пламени представляется как пульсирую-
щее самовоспламенение микрообъемов.
Рассматривая самовоспламенение как мгновенный охват пламенем
объема сферы диаметром /т, А. С. Соколик получил для скорости тур-
булентного распространения пламени соотношение
[/Т = А=^. (8-63>
В формуле:
ZT — минимальное значение лангранжева масштаба (и соответствен-
но величины микрообъема), для которого возможно самовоспламенение;
— период индукции, время реакции самовоспламенения в микро-
объеме, отражающее также условия турбулентного смешения;
U'— средняя квадратичная пульсационная скорость;
тт—характеристическое время существования пульсации, время
смешения.
При тг>тт самовоспламенение в микрообъемах становится невоз-
можным и в этих молях реакции затухают.
Таким образом, турбулентное горение представляет собой распрост-
ранение пульсирующего самовоспламенения, т. е. взрывов микрообъемов,
что и проявляется в характерном шуме турбулентного пламени.
По этой теории механизм турбулентного распространения пламени
представляется отличным от ламинарного, без непосредственного моле-
кулярного тепло- и массообмена и, следовательно, без участия механиз-
ма ламинарного горения.
Этот вывод подтвержден в опытах следующего рода.
Во-первых, в некоторых, например водородно-воздушных смесях,
у которых с составом изменяется коэффициент молекулярного переноса,
максимум ламинарной скорости соответствует составу смеси с избытком
горючего, имеющему повышенную температуропроводность, тогда как
максимальная скорость турбулентного горения соответствует смеси
с максимальной температурой.
Во-вторых, установлено, что для различных метано-кислородных
смесей с инертными (N2, Аг, Не) примесями, взятыми в таком количе-
стве, чтобы обеспечить одинаковую температуру горения, турбулентная
скорость остается одинаковой при значительном изменении ламинарной
скорости.
Следовательно, изменение скорости турбулентного горения следует
за изменением скорости реакции в пламени, определяемой главным
образом температурой горения, а в разбавленных смесях и соотноше-
нием горючее — кислород, но никак не связано с изменением коэффи-
циентов молекулярного переноса.
Опыты также показывают, что скорость турбулентного горения дан-
ной смеси растет линейно с интенсивностью турбулентности вплоть до
пределов распространения пламени. Это означает, что при неизменном
масштабе турбулентности скорость горения линейно зависит от коэффи-
10—541 145
циента турбулентной диффузии DT = RU', т. е. существенно отлична от
зависимости (8-44). Отсюда следует, что по соображениям размерности
для скорости турбулентного распространения пламени надо принять
зависимость
UT~WP~ exp (—Ea/RTr)
(8-64)
вместо зависимости для ламинарного пламени'
Un ]fWp ~ exp (- E3/2RTr). (8-65)
Соотношение (8-64) также непосредственно следует из (8-63). По-
лученные с помощью (8-64) из опытных данных по зависимости 1пЕт =
=f(i/Tr) значения эффективной энергии активации Е3 для реакции
в турбулентных пламенах близки к энергии активации основной реакции
разветвления. Эта величина также близка к значению Е реакций в лами-
нарных пламенах тех же смесей. Следовательно, ламинарные и турбу-
лентные пламена сходны в том отношении, что в них реакции развива-
ются в ходе перемешивания свежей смеси с продуктами сгорания.
Вместе с тем различная зависимость скорости горения от скорости реак-
ции в ламинарном и турбулентном пламенах свидетельствует о корен-
ном различии механизма распространения пламени в условиях массо-
обмена через молекулярную и турбулентную диффузию.
Ill. СЖИГАНИЕ ГАЗООБРАЗНОГО
И ЖИДКОГО ТОПЛИВА
ГЛАВА ДЕВЯТАЯ
СЖИГАНИЕ ГАЗОВ
Сжигание газов производится в топочной камере, куда горючая
смесь подается через горелки. В топочном пространстве в результате
сложных физико-химических процессов образуется струя горящего газа,
называемая факелом.
В зависимости от способа подачи воздуха, необходимого для горе-
ния, возможны следующие виды сжигания газов:
горение однородной газовой смеси, когда сжигается
предварительно подготовленная горючая газовая смесь;
диффузионное горение газов, когда газ и воздух пода-
ются раздельно;
горение смеси газов с недостаточным количест-
вом воздуха, когда газ подается в смеси с воздухом, но количество
последнего недостаточно для полного сгорания.
9-1. ГОРЕНИЕ ОДНОРОДНОЙ ГАЗОВОЙ СМЕСИ
В однородной предварительной перемешанной смеси интенсивность
горения зависит только от кинетики самих химических реакций, поэто-
му такой вид горения называют кинетическим.
Горение однородной газовой смеси происходит благо-
даря распространению пламени в горючей смеси, непрерывно поступаю-
щей в топочную камеру. В зависимости от характера движения горючей
смеси различают ламинарное горение и турбулентное горение. Вначале
рассмотрим ламинарное горение.
Пусть в горелку (рис. 8-4), расположенную вертикально, во избе-
жание искривления факела подается однородная смесь. При ламинар-
ном движении смеси скорость ее движения распределяется в горелке
по параболе. Аналогичное распределение скорости сохраняется и на вы-
ходе из горелки: у стенок горелки скорость очень мала, далее она воз-
растает, достигая максимального значения на оси горелки.
При зажигании в устье горелки вблизи ее обреза в точках, где ско-
рость потока равна скорости нормального распространения пламени Un,
пламя держится устойчиво, образуя зажигающее кольцо, обеспе-
чивающее непрерывное зажигание поступающей смеси по периферии
струи. У стенок горелки, где скорость смеси менее чем Un, пламя не мо-
жет проникнуть в горелку, так как вследствие теплоотдачи через стенки
скорость распространения пламени уменьшается и становится меньше
скорости струи в этом месте.
Кольцевая зона зажигания образуется естественно в результате за-
медленного движения на периферии горелки и диффузии горючего газа
10* 147
в
Рис. 9-1. К расчету
длины ламинарного
факела однородной
смеси.
из потока наружу. Предположение о существова-
нии «зажигающего кольца» впервые было выска-
зано Л. Н. Хитриным [Л. 10].
Пламя в процессе распространения от перифе-
рии к центру одновременно относится потоком, и в
результате этого достигает оси струи на некотором
расстоянии от устья горелки, образуя конусообраз-
ный факел (рис. 8-4 и 9-1). Тонкая зона горения,
образующая фронт пламени, обычно имеет ярко-
голубой цвет, благодаря чему в пространстве факел
четко выделяется.
Время, потребное для распространения пламе-
ни от периметра горелки до центра струи (рис. 9-1),
где R — радиус горелки.
За это время центральные струи, двигаясь со скоростью W, прохо-
дят расстояние
/=№т, (9-2)
которое соответствует длине факела. Подставляя в уравнение (9-2) зна-
чение т, получаем, что длина ламинарного факела равняется
При данном диаметре горелки форма факела и его размеры зависят
от скорости распространения пламени и скорости потока в отдельных
точках струи. Чем больше скорость распространения пламени и меньше
скорость потока, тем короче факел, и, наоборот, чем меньше Un и боль-
ше W, тем длиннее факел. При данной скорости выхода смеси из горел-
ки длина факела зависит от скорости распространения пламени, т. е. от
природы сжигаемого газа, его концентрации в смеси и температуры га-
зовоздушной смеси. С увеличением диаметра горелки длина факела
увеличивается.
Таким образом, горение протекает по поверхности конусообразного
факела, причем глубина зоны горения составляет десятые доли милли-
метра, основной же объем факела остается инертным.
Если в смеси имеется избыток горючего (а<1), то за счет воздуха,
содержащегося в смеси в голубом конусе, сгорает лишь часть горючего
газа. Избыток газа, пройдя зону горения, смешиваясь с воздухом окру-
жающей атмосферы, сгорает, образуя вторичное пламя факела вблизи
голубого конуса. При а^>1 все количество газа сгорает в голубом кону-
се факела.
Фронт пламени однородной смеси принимает устойчивое положение
по конусообразной поверхности (рис. 8-4), в каждой точке которой нор-
мальная к ней слагающая Wn скорости движения газа равняется нор-
мальной скорости распространения пламени, т. е.
Wn = IFcos q = Un.
(9-4)
В формуле:
W — местная скорость потока;
<р — угол между направлением внешней нормали к фронту пламени
и местной скоростью потока.
148
Из соотношения (9-4) видно, что скорость струи может значительно
превышать Un, не вызывая срыва горения. Но W не должна быть мень-
ше Цп во избежание устремления пламени в горелку.
Согласно расчетам Б. Льюиса и Г. Эльбе на значительном расстоя-
нии от стенки горелки, на участке 0,16<г/7?<0,75 (где г — текущий ра-
диус в сечении горелки), Un постоянно. У вершины конуса нормальная
скорость распространения пламени возрастает и в вершине достигает
наибольшей величины (7максп.
Это объясняется тем, что в вершине конуса с большой кривизной
происходит интенсивный нагрев свежего газа со всех сторон, а не с од-
ной стороны, как в других частях, в которых вследствие малой ширины
зоны подогрева пламя с точки зрения теплообмена можно считать плос-
ким. Кроме того, у вершины конуса окружающие его горячие продукты
сгорания предохраняют смесь от примешивания холодного воздуха из
окружающей среды. У края горелки примешивание окружающей среды
к струе и теплоотдача стенке уменьшают Un-
Величина Un в вершине конуса несколько больше, чем в средней
его части, а у основания — меньше. Поэтому при расчете скорости рас-
пространения пламени в среднем по всему конусу приходят к данным,
получаемым по средней части конуса, в которой Un постоянна. Это по-
зволяет определять Un по формуле (8-17) делением объемного расхода
смеси на площадь боковой поверхности голубого конуса.
Форма факела зависит от геометрической формы источника зажи-
гания. При кольцевом источнике, располагаемом по периферии устья
круглой горелки, получается факел конической формы; при точечном
источнике, располагаемом в центре сечения круглой горелки, — в виде
-опрокинутого конуса; при источнике по периметру прямоугольной горел-
ки— в виде призмы и т. д.
В открытом факеле при ламинарном горении однородной смеси
с зажиганием по периферии устья круглой горелки фронт пламени при-
нимает устойчивое положение по конусообразной поверхности. Это объ-
ясняется следующим образом.
Если бы горючая смесь находилась в покое, то из произвольной точ-
ки фронта 1 (рис. 8-4) пламя за некоторое время Ат переместилось бы
внутрь факела по нормали к поверхности фронта на расстояние (7пАт
в точку 2. Но смесь движется и за это время пламя относится от точки
1 по вертикали на расстояние IF Ат в точку 3. Соответственно каждая
последующая равновесная точка фронта пламени смещается все глубже
и выше до достижения оси факела на определенном удалении от устья
горелки. Совокупность таких равновесных точек зоны горения в потоке
образует коническую поверхность факела, опирающегося на обрез круг-
лой горелки.
Таким образом, в вертикальном конусообразном фронте пламени
в точках, находящихся выше зажигающего кольца, благодаря существо-
ванию нижележащих равновесных точек фронта пламени, устанавли-
вается равновесие между скоростью перемещения элемента фронта пла-
мени и скоростью набегающего потока. Устойчивыми точками фронта
пламени, способными существовать без наличия нижележащих мест
с источниками тепла, являются точки по периферии горелки, в которых
W = — Un.
Действительно, опыты показывают, что, ослабляя эффективность
действия зажигающего кольца ускорением течения окружающей среды
вдоль внешней поверхности горелки, можно перемещать факел или сов-
сем оторвать его от горелки и погасить. Напротив, при неизменных усло-
149
виях течения на периферии можно увеличить скорость течения средней
части струи на выходе из горелки или среды в области верхней части
конуса, не нарушая устойчивости факела. Следовательно, для образова-
ния устойчивого факела в нижней периферийной части конуса, опираю-
щейся на горелку, необходимо соблюдение условия равновесия
W =—Un. (9-5)
Условие равновесия по соотношению (9-4) дает связь между ско-
ростью перемещения элемента фронта пламени и скоростью набегающе-
го потока смеси в факеле, находящемся в устойчивом состоянии за счет
наличия зажигающего кольца.
Стабилизация ламинарного факела зажигающим кольцом осуществ-
ляется в пограничном слое потока, в котором создаются благоприятные
гидродинамические и тепловые условия, при которых пламя может су-
ществовать устойчиво.
На схеме образования факела (рис. 8-4) для нескольких сечений,
расположенных на различных расстояниях от среза горелки, изображе-
ны профили скорости W потока горючей смеси и скорости нормального
распространения пламени Un. При ламинарном движении горючей сме-
си профиль скорости параболический, у стенки горелки скорость равна
нулю, а на оси возрастает до максимальной величины. На небольшом
расстоянии от стенки участок параболы может быть заменен прямой.
Для однородной смеси данного состава Un является постоянной вели-
чиной. Однако вследствие изменения тепловых и концентрационных
условий на периферии потока горючей смеси Un уменьшается, причем
характер этого изменения в различных сечениях различен. В сечениях
внутри -горелки Un уменьшается по мере приближения к холодным
стенкам из-за отвода тепла. По выходе смеси из горелки Un уменьшает-
ся по мере приближения к границе струи из-за разбавления горючей
смеси воздухом из окружающей среды. Вблизи границы струи, где смесь
значительно обеднена, распространение пламени прекращается. Участки
прекращения распространения пламени внутри горелки и в струе на
профилях Un показаны пунктиром.
В сечениях I и II, находящихся внутри горелки и на выходе, вблизи
у ее устья, величина Un не достигает скорости потока ни в одном участ-
ке поперечного сечения. Так, у края горелки образуется кольцевая зона,
в которой горение становится невозможным.
На периферии струи, где скорость потока весьма мала, кольцевая
зона охлаждающего действия стенок, выделенная на рис. 8-4 пунктиром,
препятствует проникновению пламени внутрь горелки.
На выходе из горелки профиль скорости в потоке практически со-
храняется, а зона действия теплоотвода к стенкам горелки сокращается.
Вследствие этого скорость распространения пламени постепенно увели-
чивается. Начиная с некоторого расстояния от устья горелки имеются
сечения (сечение III, рис. 8-4), где кривые W и Un пересекаются в двух
точках. На участке между точками пересечения профилей W и Un ско-
рость распространения пламени Un больше скорости потока, а в осталь-
ных участках сечения Un<.W. Очевидно, что между сечениями II и III
существует такая точка, в которой скорость пламени как раз равна ско-
рости смеси W. В таких точках по периферии горелки пламя удержи-
вается стационарно, обеспечивая естественную стабилизацию факела
постоянно действующим зажигающим кольцом.
Факел стабилизируется несколько выше среза горелки. Расстояние
от нижнего края пламени до среза горелки определяется расстоянием,
150
на которое распространяется охлаждающее действие стенок. По поряд-
ку величины оно равно ширине зоны пламени. При небольших измене-
ниях скорости истечения или состава горючей смеси наблюдаются коле-
бания зажигающего кольца и факела в целом.
При уменьшении скорости истечения из горелки голубой конус уко-
рачивается и притупляется. Когда скорость истечения смеси становится
равной или меньше скорости распространения пламени, может произой-
ти проскок пламени в горелку. Минимально допустимая скорость
истечения смеси из горелки по условиям отсутствия проскока называет-
ся нижним пределом устойчивости пламени по ско-
рости смеси.
По мере проникновения пламени в глубь потока Un увеличивается
от значения ее на нижнем пределе распространения до значения, харак-
терного для данной смеси, а скорость истечения увеличивается от нуля
на стенке- по параболическому закону, свойственному ламинарному
движению, до некоторой максимальной величины. Согласно Льюису и
Эльбе критическое условие проскока должно соответствовать случаю
касания кривых W и Un вблизи стенок горелки.
Это условие можно записать как
/ dW X _ (dUn \ /Q
{'dTl ~\~dT) '
\ ar / r^R \ ar j r-^R
где г и 7? — текущий радиус и радиус горелки.
Так как при ламинарном движении
(э-7)
то
ЛЯП (9.8)
\dr Jr^R R ’
где Wo— скорость на оси потока.
Таким образом, нижний предел устойчивости горения по скорости,
после которого происходит проскок, определяется условием:
((9.9)
\ dr Jr^R R
Так как средняя скорость по сечению потока TF=1/2W7o, то критиче-
ское условие проскока, выражаемое уравнением (9-9), можно записать
также в виде:
При сжигании смеси заданного состава (является постоянной
\ dr )r-+R
величиной. Поэтому из (9-10) следует, во-первых, что для сохранения
критического значения параметра 4W/R при переходе к горелкам боль-
шего размера необходимо увеличить скорость потока в соответствии
с соотношением:
Т?2 __W2
Ri IFi
(9-11)
151
(9-12)
должна
смесях
по ско-
а критический расход с соотношением:
V 2 7?22
V~1 Rh’
Следовательно, чем больше диаметр горелки, тем больше
быть скорость для предотвращения проскока. Во-вторых, при
с большей величиной Un нижний предел устойчивости горения
рости выше.
В ряде случаев для большей гарантии устранения возможности про
скока улучшают условия охлаждения пламени вблизи стенок, что обыч-
но осуществляется применением водяного охлаждения устья горелок.
При этом расширяется периферийная область струи, на которую рас-
пространяется охлаждающее влияние стенок и, следовательно,
\ Jr-^R.
уменьшается, что позволяет уменьшить предельную скорость, исключаю-
щую проскок пламени, или при той же скорости иметь устойчивое горе-
ние в горелке большего диаметра.
Повысить устойчивость факела по отношению к проскоку можно
также обеспечением в устье горелки более плоского профиля скорости
с значительным возрастанием скорости течения вблизи стенок горелки.
Этого можно достигнуть сужением выходной части горелки или выпол-
нением лемнискатного конфузора на выходе из нее.
Зажигающее действие естественного кольцевого слоя горючей смеси,
находящегося у края горелки, можно заменить и усилить искусственным
источником, например накаленным металлическим кольцом. В этом слу-
чае над горелкой образуется факел такой же конической формы, как и
в случае круглой горелки с естественной стабилизацией. При этом фа-
кел может сохранять устойчивость при больших скоростях истечения
горючей смеси, т. е. будет иметь место более устойчивое зажигание.
Перемещением источника зажигания можно легко перемещать факел
вверх и вниз по потоку.
С увеличением скорости истечения смеси без нарушения условия
(9-5) на периферии горелки устойчивое положение фронта факела со-
гласно (9-4) будет сохранено за счет увеличения высоты голубого кону-
са, так как при этом увеличивается угол <р. Дальнейшее увеличение ско-
рости истечения выше некоторого значения приводит к отрыву и пога-
санию факела. В зависимости от природы газа и состава смеси сущест-
вует верхний предел устойчивости пламени, т. е. максимальная скорость
истечения, превышение которой приводит к отрыву пламени.
Таким образом, устойчивость зажигания факела обусловливается
образованием зажигающего кольца вне горелки, а проникновению пла-
мени внутрь горелки препятствует кольцевая зона охлаждающего дей-
ствия стенок у края горелки. Следовательно, для случая отрыва сущест-
венной является обстановка на выходе из горелки, а для случая про-
скока— обстановка внутри трубки горелки. Проскок и отрыв пламени
происходят из-за нарушения условия (9-5) вблизи устья горелки.
Устойчивость факела определяется естественной или искусственной
стабилизацией его корневой части.
Форма факела зависит от геометрического расположения очага за-
жигания, а его размеры определяются размером горелки и устойчивым
положением равновесия между перемещением элемента фронта пламе-
ни и скоростью набегающего потока согласно (9-4).
Метод сжигания однородной газовоздушной смеси в ламинарном
потоке не имеет промышленного распространения и применяется лишь
в небольших нагревательных приборах.
152
продуктов сгорания. В процессе
Рис. 9-2. Схема турбулентного факела
однородной смеси.
С — концентрация горючей смеси; Т — темпе-
ратура.
(На схеме вместо ZB следует читать 13 в.)
9-2. ТУРБУЛЕНТНОЕ ГОРЕНИЕ ОДНОРОДНОЙ ГАЗОВОЙ СМЕСИ
Для интенсификации горения сжигание газов производится при
больших скоростях газового потока и, следовательно, при турбулент-
ном режиме его движения.
Атмосферные горелки с развитием факела в открытой атмосфере
работают малоустойчиво, так как в них нельзя осуществить горение при
больших скоростях истечения смеси. Появляющийся спутный поток
охлаждает зажигающее кольцо, оно теряет поджигающую способность
и факел погасает.
Для стабилизации турбулентного факела необходимо обеспечить его
устойчивое зажигание. Последнее достигается сжиганием газа в про-
странстве, заполненном накаленными продуктами сгорания.
При установившемся режиме горения, смесь, подаваемая через го-
релку (рис. 9-2) в камеру сгорания или в топочное пространство паро-
генератора, представляет собой неизотермическую струю, распростра-
няющуюся в среде высоконагретых “
турбулентного расширения струи по
мере увлечения топочных газов го-
рючая смесь нагревается и одновре-
менно разбавляется продуктами
сгорания. Согласно теории неизо-
термической струи нагрев струи
происходит в турбулентном погра-
ничном слое, в ядре же постоянных
скоростей начального участка тем-
пература остается неизменной и рав-
ной температуре истечения. Нагрев
происходит наиболее интенсивно по
периферии струи и по мере удаления
от устья горелки распространяется
внутрь струи. Кривые распределения
температур и концентраций в струе
изображены на рис. 9-2. По мере приближения к внешней границе струи
температура повышается, а концентрация горючей смеси падает. Выше
было показано, что влияние температуры на скорость реакции значи-
тельно сильнее влияния концентраций реагирующих веществ и что по-
этому в пламени химические реакции протекают в малом интервале
температур, близко примыкающем к температуре горения в смеси, силь-
но разбавленной продуктами сгорания, в которой скорость распростра-
нения пламени достигает максимальной величины. Поэтому воспламене-
ние струи происходит в ее наружных слоях по конической поверхности
АД, где скорость распространения пламени имеет максимальную вели-
чину, так как только на этой поверхности пламя может держаться
устойчиво. От воспламенившихся периферийных слоев турбулентной
теплопроводностью тепло передается соседним слоям, вызывая их по-
следовательное воспламенение. Нагреву соседних слоев способствует
также турбулентная диффузия.
Турбулентный режим движения также влияет на структуру поверх-
ности горения. Под воздействием турбулентных пульсаций фронт пла-
мени искривляется, размывается, разрывается на отдельные очаги и
непрерывно видоизменяется, но конусообразная форма сохраняется, так
как зажигание происходит по периферии струи. Поэтому и в этом случае
значительная часть объема факела остается инертной, неиспользован-
ной.
153
Структура газового факела схематически показана на рис- 9-2. Дли-
на зоны воспламенения Z3.B ограничивается точкой, в которой воспламе-
нение впервые достигает оси факела. Заменяя в уравнении (9-3) Un на
UT, получаем соотношение для длины зоны воспламенения при турбу-
лентном горении:
/м=^. (9-13)
Из соотношения (9-13) следует, что при турбулентном горении уве-
личение скорости выхода газовоздушной смеси из горелки данного диа-
метра не должно значительно влиять на длину зоны воспламенения фа-
кела, так как с увеличением средней скорости пропорционально увели-
чивается пульсационная скорость, а под ее воздействием пропорционально
увеличивается и скорость распространения пламени. При турбулентном
горении также UT меньше зависит от свойств смеси. Показательным
является характер зависимости U? от состава смеси, которая так же,
как и для Un, имеет вид куполообразной кривой. Разница лишь в том,
что по мере увеличения скорости движения кривые смещаются вверх и
растет величина UT на концентрационных пределах распространения
пламени. Поэтому с увеличением скорости смеси разница между макси-
мальной скоростью пламени и скоростью пламени вблизи границ умень-
шается, это и означает снижение зависимости UT от химических свойств
смеси.
В конусе, ограниченном поверхностью воспламенения, движется еще
не воспламененная смесь. Через бт обозначена толщина фронта турбу-
лентного пламени. Принимая размер моля примерно равным длине пути
перемешивания, время его выгорания можно определить как
За это время моль газа под действием пульсационной скорости
переместится на расстояние
гт=-^. ' (э-15)
л Ли П
которая и является толщиной турбулентного фронта горения.
Так как масштаб турбулентности пропорционален сечению потока,
а пульсационная скорость увеличивается при росте средней скорости,
то с увеличением диаметра горелки и скорости истечения смеси из нее
бт согласно (9-15) будет увеличиваться. Кроме того, бт зависит от фи-
зико-химических свойств смеси, которые косвенно характеризуются ве-
личиной Un. С увеличением Un толщина фронта пламени уменьшается.
Видимым фронтом горения является участок факела протяжен-
ностью /з.в + бт- В нем происходит воспламенение струи и выгорание
воспламенной смеси. Степень сгорания на выходе из этой зоны обычно
значительна и даже при больших скоростях истечения из горелки может
достигать 90%'.
Горение завершается за видимым фронтом, определяя общую дли-
ну факела /ф. Участок /д до границы полного сгорания называется дли-
ной зоны догорания. На протяжении /д горение должно завершиться
с требуемой полнотой. Поэтому /д будет тем больше, чем меньше ско-
рость химического реагирования и чем больше скорость движения га-
зов. Из-за сравнительно малой скорости химического реагирования при
малых концентрациях горючей смеси /д значительно увеличивается.
154
— b
—с
а=0, д-0
С=макв-,Тмакс
фронт пламени
а=аа
ъ~о
с=о
5=6О
т-т0
с=о
9-3. Структура лами-
диффузионного
факела.
а, b и с — концентрация газа,
кислорода и продуктов сгора-
ния.
Рис.
парного
9-3. ЛАМИНАРНОЕ ДИФФУЗИОННОЕ ГОРЕНИЕ
В случае, когда через горелку подается газ, не содержащий в себе
кислорода, при его поджигании горение происходит за счет потребления
кислорода окружающего воздуха, поступающего посредством диффузии.
Так как в данном случае газ и воздух подаются раздельно, а горение
происходит в процессе их взаимной диффузии,
причем скорость горения определяется интен-
сивностью процесса смешения, то подобное го-
рение называют диффузионным.
В зависимости от характера движения
различают ламинарное диффузионное горение
и турбулентное диффузионное горение.
Ламинарное диффузионное го-
рение происходит при ламинарном режиме
движения газа, вытекающего из горелки. Ки-
слород, необходимый для горения, поступает
из окружающей атмосферы и смешивается
с горючим газом; получаемая в результате мо-
лекулярной диффузии смесь при поджигании
образует факел, который при круглых горел-
ках принимает конусообразную форму, так
как по мере движения газ расходуется на го-
рение и зона горения перемещается к оси
струи, доходя до нее в вершине конуса
(рис. 9-3).
Ламинарный диффузионный факел поддерживается стационарно, так
же как при горении однородной смеси, за счет существования кольцевой
зоны зажигания. В случае, когда в горелку подается только газ, а окру-
жающая среда находится в покое, у кромки горелки газ диффундирует
наружу и, смешиваясь с воздухом, образует смесь, которая в зоне малых
скоростей устойчиво сгорает. Благодаря образованию более богатой сме-
си в области зажигающего кольца и сгоранию ее в зоне меньших ско-
ростей диффузионный факел обладает большей устойчивостью зажига-
ния по сравнению с факелом однородной смеси.
При диффузионном горении также наблюдается явление отрыва
факела. Но проскок пламени в горелку исключается из-за раздельной
подачи горючего газа и воздуха.
Зона устойчивого горения устанавливается по поверхности, где по-
ступающие молекулярной диффузией количества газа и кислорода на-
ходятся в стехиометрическом соотношении для полного горения. Это
утверждение следует из того, что в зоне горения не может быть ни из-
бытка газа, ни избытка кислорода, так как в противном случае она не
может занять устойчивого положения.
Предположим, что процесс горения установился в зоне, где имеется
избыток горючего. В этом случае несгоревшая часть газа будет диффун-
дировать в пространство вне факела, где, встретившись с кислородом,
воспламенится за счет тепла, распространяющегося от фронта пламени,
и сгорит, связав часть кислорода, поступающего в предполагаемую зону
горения. Следовательно, количество кислорода, поступающего в нее,
уменьшится, что еще более увеличит избыток газа. Поэтому предпола-
гаемая зона горения не может занять устойчивого положения.
Предположим теперь, что процесс горения установился в зоне, где
имеется избыток кислорода. Избыток кислорода, который не мог участ-
вовать в реакции, должен диффундировать внутрь факела, где израсхо-
155
дуется на окисление некоторой части газа, поступающего в предполага-
емую зону горения. Такое течение процесса приведет к уменьшению
количества газа, поступающего в зону горения, поэтому зона горения
не может занять устойчивого положения. Отсюда единственно реальным
является предположение о том, что диффузионное горение идет устойчи-
во по поверхности, где образующаяся смесь газа и кислорода соответст-
вует стехиометрическому составу.
Таким образом, можно представить, что ламинарное диффузионное
горение совершается следующим образом. Газ, вытекая из горелки, мо-
лекулярной диффузией смешивается с кислородом воздуха, полученная
горючая смесь при поджигании образует достаточно резко очерченный
конусообразный светящийся факел. Фронт пламени устанавливается по
поверхности, где смесь образуется в пропорции, теоретически необходи-
мой для горения. В зону горения изнутри поступает газовое топливо
в виде различных основных и промежуточных продуктов, а снаружи —
кислород. Образующаяся горючая смесь воспламеняется за счет тепла,,
распространяющегося от фронта пламени. Химическое превращение со-
вершается в узкой светящейся зоне фронта горения в смеси, которая
значительно разбавлена горячими продуктами сгорания и тем самым
сильно нагрета, но в которой концентрации горючих элементов и окис-
лителя малы. В таких условиях химическое реагирование протекает наи-
более интенсивно. Толщина зоны горения мала — не превышает 1 мм..
Образующиеся продукты сгорания диффундируют как в окружающее
пространство, так и внутрь факела. Поверхность пламени отделяет окис-
лительную область вне факела, в которой имеются кислород и продук-
ты сгорания и нет горючего, от восстановительной области внутри факе-
ла, в которой нет кислорода, но есть газ и продукты сгорания.
Структура ламинарного диффузионного факела показана на рис. 9-3.
Концентрация горючего газа а падает от наибольшего значения на оси
струи до нуля во фронте пламени, а концентрация кислорода b возрас-
тает от нуля во фронте пламени до его значения в окружающем потоке.
Концентрация продуктов сгорания с максимальна во фронте. Спектро-
графические исследования показали, что в пламени углеводородных
топлив также находятся промежуточные вещества ОН, СН, С2.
Скорость химических реакций во фронте пламени обычно велика и
несоизмерима больше, чем скорость поступления к нему компонентов
горючей смеси. Поэтому скорость горения всецело определяется ско-
ростью смешения газа и кислорода за счет их диффузии в зоне горения
через слой продуктов сгорания.
Благодаря большой скорости химической реакции поступающие
в зону горения газ и кислород практически мгновенно сгорают, в резуль-
тате чего в зоне горения их концентрации практически равны нулю,
а температура равна адиабатической. Большая скорость химической
реакции обусловливает малую толщину пламени и позволяет рассмат-
ривать ее как геометрическую поверхность, с одной стороны которой
находится смесь воздуха с продуктами сгорания, а с другой — смесь га-
за с продуктами сгорания.
Исходя из того, что скорость диффузионного горения не зависит от
химической кинетики и определяется условиями смешения, можно ана-
литически рассчитать размер и форму фронта пламени как геометриче-
скую поверхность, где скорость диффузии газа наружу и скорость диф-
фузии кислорода внутрь таковы, что здесь количества газа и кислорода
находятся в стехиометрическом соотношении для полного сгорания.
156
Так как скорость ламинарного диффузионного горения определяет-
ся скоростью молекулярной диффузии в ламинарно-движущемся потоке,,
этот вид горения не может быть интенсивным, а возможен при малых
скоростях выхода горючего газа из горелки.
Для определения длины ламинарного диффузионного факела вос-
пользуемся известным выражением для времени диффузии воздуха ДО'
оси горелки:
т = (9-16)
В формуле:
— радиус горелки;
D — коэффициент молекулярной диффузии.
Длина ламинарного диффузионного факела определяется как рас-
стояние, проходимое газом за это время, т. е.
/ = Ц7т = -^. (9-17)
Следовательно, длина ламинарного диффузионного факела прямо
пропорциональна скорости истечения, квадрату радиуса горелки (или
квадрату ширины щели для щелевых горелок) и обратно пропорцио-
нальна коэффициенту диффузии.
С увеличением теплоты сгорания газа в результате увеличения коли-
чества необходимого для горения воздуха длина факела увеличивается.
Объем газа, подаваемого за единицу времени в круглых горелках,
Q~W, (9-18)
а в щелевых
Q~Wb, (9-19)
где b — ширина выходной щели горелки.
Поэтому при постоянном объемном количестве подаваемого газа
длина факела круглой горелки согласно (9-17)
<9-20>
а щелевой
(9-21>
Из (9-20) и (9-21) следует, что при постоянном объемном расходе
газа длина факела при круглых горелках не зависит от их диаметра и
скорости истечения, при щелевых горелках длина факела пропорцио-
нальна их ширине.
Диффузионное пламя образуется также на по-
верхности соприкосновения газа и окислителя,
двигающихся параллельно друг другу в свободном
пространстве или канале. В последнем случае фор-
ма факела зависит от отношения количества пода-
ваемого воздуха к теоретически необходимому его
количеству^ При а>1 образуется стационарное за-
мкнутое пламя в виде конуса с вершиной на оси
канала (рис. 9-4, поверхность /), а при а<1 —рас-
крытое пламя в виде чашки (рис. 9-4, поверх-
ность 2).
В заключение следует отметить особенность
диффузионного вида горения, связанную с наличи-
ем химической неполноты горения. В диф-
Газ
Воздух Воздух
Рис. 9-4. Схема ла-
минарного пламенк
в концентрических
потоках.
157
фузионном ламинарном пламени температура достигает максимального
значения в зоне горения. Вытекающий из горелки газ до поступления
в зону горения нагревается за счет тепла, распространяющегося от
пламени как теплопроводностью, так и посредством диффузии горячих
продуктов сгорания. Некоторые газы, как, например, водород и окись
углерода являются теплостойкими и при нагреве до температур 2500—
3000 К сохраняют свою молекулярную структуру. Горение теплостойких
газов происходит в прозрачном факеле бледно-голубого цвета.
Газы, содержащие углеводородные соединения, являются теплоне-
стойкими. В случае сжигания этих газов нагрев в восстановительной
зоне в отсутствие кислорода вызывает их разложение с образованием
сажи и водорода. Разложение углеводородосодержащих газов протекает
тем интенсивнее, чем выше температура, при этом одновременно возрас-
тает доля образующихся тяжелых, сложных, трудно сжигаемых углево-
дородов. Например, разложение метана начинается при температуре
около 680—700°С. При нагреве без доступа воздуха до 950°С разлагает-
ся 26% метана, а при нагреве до 1150°С — 90%.
Находящиеся в пламени мелкодисперсные частицы сажи и свобод-
ного углерода, размеры которых чрезвычайно малы и составляют деся-
тые доли микрона, раскалившись за счет выделившегося при горении
тепла, излучают более или менее яркий свет, вызывая свечение пламе-
ни. Эти твердые частицы реагируют в гетерогенном процессе с кислоро-
дом, поступающим за счет молекулярной диффузии.
Диффузионное горение частиц протекает сравнительно медленно,
в результате чего часть свободного углерода и тяжелых углеводородов
не успевает сгорать и в виде сажи покидает факел. Наличие углерода
согласно равновесию С + СО2=2СО вызывает образование СО. Коли-
чество углерода, тяжелых углеводородов и СО, присутствующих в про-
дуктах сгорания, определяет величину химического недожога.
9-4. ТУРБУЛЕНТНОЕ ДИФФУЗИОННОЕ ГОРЕНИЕ
Интенсивность диффузионного сжигания зависит от интенсивности
•смесеобразования. Так как массообмен при турбулентном течении про-
исходит во много раз интенсивнее, чем при ламинарном режиме, то для
промышленных целей более важным является способ турбулентного
диффузионного сжигания неперемешанных газов.
Турбулентное диффузионное сжигание производится раздельной по-
дачей газа и воздуха через горелки в камеру сгорания в среду горячих
продуктов сгорания. Воздух может подаваться через те же горелки или
помимо них через отдельные сопла.
Как наиболее простой случай рассмотрим диффузионное горение
прямоточной струи газа в неподвижной или спутной среде окислителя
(рис. 9-5). Пусть горючий газ вытекает из круглой горелки 1 со ско-
ростью, обусловливающей турбулентный режим движения, в открытое
пространство, окислителя, в его спутный поток.
После установления зоны горения протекание процесса в стационар-
ном факеле и его структуру, схематически показанную на рис. 9-5, мож-
но представить следующим образом. При турбулентном распростране-
нии газовой струи из окружающей среды в зону горения диффундирует
воздух, а из ядра струи 2— газ. Диффузионные потоки газа и кислоро-
да в зоне горения 3 вступают в химическое реагирование. Концентрация
газа а, имеющая максимальное значение на оси факела, и концентрация
кислорода Ь, имеющая максимальное значение в окружающей среде,
158
в зоне горения падают до нуля, а кон-
центрация продуктов сгорания с макси-
мальна. Образующиеся в зоне горения
продукты сгорания диффундируют как
в окружающее пространство, смешиваясь
с воздухом, так и внутрь факела, смеши-
ваясь с горячим газом. Зона смешения
газа и продуктов сгорания обозначена
цифрой 4, а зона смешения продуктов
сгорания с воздухом — 5.
Подобно тому как это было сделано
при рассмотрении ламинарного диффузи-
онного пламени, можно показать, что зо-
на горения устанавливается по поверхно-
сти, где количества поступающих путем
турбулентной диффузии газа и кислоро-
да находятся в стехиометрическом соот-
ношении для полного горения.
Так как турбулентная струя облада-
ет свойством автомодельности, а коэф-
фициент турбулентной диффузии пропор-
ционален скорости истечения и диаметру
сопла (WWo), то положение зоны вос-
пламенения и горения, определяемое как
геометрическое место точек, где образу-
ется смесь стехиометрического состава,
при горелке данного размера не должно
зависеть от скорости истечения. Равно
Рис. 9-5. Структура турбулентно-
го диффузионного факела.
а — концентрация газа; в — концен-
трация воздуха; с — концентрация
продуктов сгорания.
и длина зоны воспламенения не должна зависеть от скорости истечения.
При подсчете в калибрах диаметра при данном топливе она должна
быть одинаковой для горелок различных размеров. При этом остается
лишь зависимость относительной длины зоны воспламенения от стехио-
метрического числа и концентрации кислорода в окружающей среде, т. е.
<9-22)
В формуле:
т— стехиометрическое число, показывающее расход кислорода на
единицу массы сгорающего газа;
Ои — концентрация кислорода в окружающей среде.
Длина зоны воспламенения диффузионного факела тем больше, чем
больше теплота сгорания газа, так как для сжигания единицы массы
газа должно поступить больше кислорода. Чем меньше содержание кис-
лорода в окружающей среде, тем длиннее зона воспламенения. Напро-
тив, при повышении концентрации кислорода в окружающей среде дли-
на зоны воспламенения факела уменьшается.
Эти положения, полученные из теоретических исследований, под-
твердились опытами.
Выделяющееся при химическом реагировании тепло посредством
турбулентной теплопроводности и диффузии горячих продуктов сгорания
передается образующейся горючей смеси, обеспечивая ее воспламенение
и распространение пламени. Следовательно, положение зоны горения
определяется условиями турбулентной диффузии, а скорость горения —
скоростью последней. Дополнительным условием устойчивого горения
159
является наличие достаточной скорости распространения пламени, так
как в противном случае произойдет срыв пламени.
Зажигание турбулентного диффузионного факела происходит анало-
гично зажиганию при турбулентном горении однородной газовой смеси.
Турбулентная струя газа при своем распространении в топочном про-
странстве вместе с воздухом увлекает также и горячие продукты сгора-
ния, в результате чего смесь нагревается и воспламеняется. Зажигание
диффузионного факела можно усилить организацией теплового, газоди-
нимического и концентрационного режимов таким образом, чтобы по-
высить интенсивность тепловыделения и, напротив, понизить интенсив-
ность теплоотвода из зоны реагирования в области корня факела.
В частности могут быть применены стабилизаторы различных типов.
Общая длина факела Лф превышает длину зоны воспламенения
(А3.в) на длину участка зоны догорания Лд. В этой зоне протекает дого-
рание множества молей, на которые факел раздроблен под действием
турбулентных пульсаций. В них процесс смешения происходит в основ-
ном за счет молекулярной диффузии, которая протекает медленно. При
этом концентрации горючего газа и кислорода в зоне догорания малы.
В этих условиях горение протекает сравнительно медленно, обусловли-
вая значительную длину зоны догорания.
Длина зоны догорания равняется протяженности перемещения молей
за время тд их выгорания. Так как средняя скорость перемещения молей
пропорциональна скорости истечения, то для определения относительной
длины зоны догорания можно записать:
Ад ^отД
do do
(9-23)
Время выгорания турбулентных молей определяется временем мо-
лекулярной диффузии кислорода из окружающей среды от внешней по-
верхности до центра моля и с учетом (9-16) может быть подсчитано по
формуле
(9-24)
В формуле:
б — размер наибольших молей;
D — коэффициент молекулярной диффузии.
Функцией <р с помощью стехиометрического числа (т), учиты-
вается потребность в кислороде для горения и зависимость величины
диффузионного потока от концентрации кислорода в окружающей среде.
Относительный размер турбулентных молей зависит от гидродина-
мических критериев Рейнольдса и вихревого переноса:
А = f (\ (9-25)
do 1 У » р gdo ) 4 ’
где ро и р — плотность истекающего из горелки газа и окружающей
среды.
Применение теории переноса масс при совместном рассмотрении
уравнений (9-23), (9-24) и (9-25) позволило С. Н. Шорину и О. Н. Ер-
молаеву [Л. 23] получить следующую зависимость для безразмерной
длины зоны догорания:
= (9-26)
d0 1 у р gdo D J v
160
Опытами установлено, что с повышением начальной температуры
газа длина факела заметно сокращается. Это объясняется влиянием
температуры на коэффициент молекулярной диффузии и на кинематиче-
скую вязкость, в связи с чем в (9-26) внесен диффузионный крите-
рий *v/Z).
Так как безразмерная длина зоны воспламенения факела согласно
(9-23) и (9-24) зависит только от m/Ог, то с учетом (9-26) для общей
относительной длины турбулентного диффузионного факела принята
следующая зависимость [Л. 23]:
= f -L-Y (9-27)
dt 1 \Ог ?gdo D J ' '
Конкретный вид зависимости (9-27) для длины диффузионного тур-
булентного факела различных газов можно получить на основе экспери-
ментальных исследований.
На длину факела сильное влияние оказывает конструкция горелоч-
ного устройства и способ организации процесса сжигания в топках па-
рогенераторов и в камерах сгорания различного назначения.
В заключение следует отметить, что из-за переноса масс горючего,
продуктов сгорания и воздуха посредством перемещения множества
отдельных молей фронт горения в турбулентном факеле получается вол-
нистым, размытым, разорванным на отдельные части и слабо устойчи-
вым. Кроме того, турбулентному диффузионному факелу, также как и
ламинарному диффузионному факелу, по тем же причинам присуще
образование химической неполноты сгорания.
Обрабатывая данные экспериментальных исследований по открыто-
му диффузионному факелу коксового и генераторного газов при различ-
ных размерах диаметра сопла dQ и скорости истечения Wo, П. В. Левчен-
ко для относительной длины факела в качестве определяющего принял
критерий Фруда.
о L(h £ /VPo \
В системе координат = \ все точки, относящиеся к сжига-
нию исследованных газов, расположились вблизи двух кривых, харак-
терных соответственно для каждого из этих газов и описываемых урав-
нением:
£=204^T’ (9-28)
где К =
В формуле:
V0 и а — теоретически необходимое количество воздуха для сжига-
ния газа и коэффициент избытка воздуха;
D — коэффициент диффузии;
v — коэффициент кинематической вязкости.
Коэффициент К определен экспериментально. Формулу (9-28) мож-
но применять для расчета в первом приближении длины открытого диф-
фузионного факела газов с различной теплотой сгорания.
С. Н. Шориным и О. Н. Ермолаевым экспериментально определена
длина диффузионного факела при предварительном подогреве газа
в пределе от 20 до 680°С и при скорости истечения из сопл диаметром
от 2,7 до 10,1 мм, доходящей до 50 м/с. В исследованных пределах из-
менения расхода и температуры газов для безразмерной длины факела
11—541 161
получена зависимость в следующем виде:
для городского газа
£ = 56,3 р£¥’125 ;
do \ gd« J \ D J
для сжиженного газа
do \gdo J \ D J
(9-29)
(9-30)
В формулах (9-29) и (9-30) коэффициент кинематической вязкости
v принимается при температуре окружающего воздуха, а коэффициент
молекулярной диффузии D — при температуре газа па выходе из сопла.
В опытах с подогревом было установлено, что при прочих равных
условиях с повышением температуры газа длина факела уменьшается.
Эти опыты интересны также в том отношении, что подтверждена пра-
вомочность обработки опытных результатов в зависимости от критерия
Wz0jgd0 применительно к высококалорийным газам.
9-5. ГОРЕНИЕ СМЕСИ ГАЗОВ С НЕДОСТАТОЧНЫМ
КОЛИЧЕСТВОМ ВОЗДУХА
Рис. 9-6. Схема факела смеси газа с недо-
статочным для горения количеством воз-
духа.
лен на рис. 9-6, делится двумя
Рассмотрим горение смеси, содержащей воздух в количестве, недо-
статочном для полного сгорания. В этом случае через горелку подается
газ в смеси с воздухом, количество которого меньше, чем требуется для
полного горения.
По выходе из горелки часть газа сгорает, соединяясь с кислородом,
содержащимся в смеси, образуя у устья горелки конусообразный фронт
пламени, положение которого
определяется по законам образо-
вания и горения однородной газо-
воздушной смеси. Остаток несго-
ревшего газа вместе с продуктами
сгорания пересекает зону горе-
ния и сгорает после смешения
с воздухом из окружающего про-
странства, образуя вторую зону
горения, положение которой под-
чиняется закону диффузионного-
горения. Таким образом, про-
странство, занимаемое факелом,
который схематически представ-
шими горения на три области.
В области факела, расположенной между горелкой и первым фронтом
пламени, движется еще не начавшая гореть смесь газа и воздуха. В об-
ласти между двумя зонами горения находится несгоревший в первом
фронте пламени газ в смеси с продуктами сгорания. И, наконец, вне
диффузионной зоны горения находится смесь продуктов горения с воз-
духом.
Длина зоны горения однородной газовоздушной смеси и зоны диф-
фузионного горения зависит от содержания воздуха в первоначальной
смеси, поступающей в горелку. С уменьшением содержания воздуха
длина зоны горения однородной смеси уменьшается, а длина зоны диф-
фузионного горения увеличивается до предельного значения, соответст-
вующего чисто диффузионному горению, когда первый фронт пламени
исчезает. Напротив, с увеличением содержания воздуха в смеси зона
162
диффузионного горения уменьшается и при подаче стехиометрической
смеси исчезает и остается только зона горения однородной газовоздуш-
ной смеси.
Газ до вступления в первую зону горения подвергается нагреву за
счет излучения из зоны горения и диффузии продуктов сгорания. В слу-
чае сжигания газов, содержащих углеводородные соединения, этот на-
грев сопровождается двумя основными процессами: процессом окисле-
ния, который начинается при сравнительно низких температурах и
процессом термического расщепления. Процесс окисления благоприятст-
вует успешному ходу горения. Процесс же расщепления при высоких
температурах обусловливает образование тяжелых углеводородов, ос-
ложняет процесс горения и вызывает неполноту горения. В процессе
окисления образуются альдегиды, которые или окисляются в формаль-
дегиды при наличии кислорода, или расщепляются в его отсутствии.
При наличии достаточного количества воздуха формальдегиды сгорают
в СО2 и Н2О. В случае же отсутствия воздуха формальдегид разлагается
на СО и Н2. Последние в дальнейшем при наличии воздуха сгорают по
характерным для них цепным реакциям, процесс завершается без обра-
зования продуктов неполного горения. В случае недостаточного количе-
ства кислорода или при неравномерном его распределении в газовоз-
душной смеси имеет место расщепление альдегидов или даже исходного
газа с образованием тяжелых углеводородов, обусловливающих образо-
вание сажи и появление химической неполноты сгорания.
Таким образом, для протекания полного горения решающее значе-
ние имеет смесеобразование. В случае раздельной подачи в топочное
пространство газа и воздуха, необходимого для горения, т. е. в случае
диффузионного горения, имеет место максимальная химическая неполно-
та горения. При подаче совместно с газом некоторого количества воз-
духа неполнота горения, которая в этом случае образуется в зоне диф-
фузионного горения, будет уменьшена. Хорошо перемешанная газовоз-
душная смесь, в которой содержится достаточное для полного сгорания
количество воздуха, может быть сожжена без образования продуктов
неполного горения.
9-6. ПРЕДЕЛЫ УСТОЙЧИВОСТИ ГОРЕНИЯ ЛАМИНАРНОГО ФАКЕЛА
В открытом факеле горелок атмосферного типа с зажиганием от
естественного зажигающего кольца процесс горения может протекать
устойчиво, т. е. со стабилизацией факела в определенном объеме при
установившемся режиме подачи горючей смеси и в нешироких пределах
скоростей истечения смеси из горелки. При малых скоростях истечения
возможен проскок пламени в горелку, а при больших скоростях — отрыз
пламени от горелки и его погасание.
Условием устойчивости ламинарного горения, осуществляемого
обычно в атмосферных горелках, является равенство W——Un на пери-
ферии основания факела в зоне зажигающего кольца. В факеле одно-
родной смеси при W<Un возможен проскок пламени в горелку. Предел
минимальной скорости в горелке, ниже которой происходит проскок пла-
мени, называется нижним пределом устойчивости горения по скорости.
Поскольку горение однородной газовой смеси происходит за счет
нормального распространения пламени, устойчивое пламя можно полу-
чить при сжигании смесей, которые находятся в концентрационных
пределах воспламенения. Если содержание горючего газа в смеси выше
верхнего предела, голубой конус не образуется и имеет место чисто
11* 163
диффузионное горение. Если же содержание газа в смеси меньше ниж-
него предела, то горение невозможно.
Из критического условия по проскоку пламени было получено, что
скорость потока на нижнем пределе устойчивости согласно уравнению
(9-10) пропорциональна скорости нормального распространения пламе-
ни в рассматриваемой смеси. Поэтому кривая нижнего предела устой-
чивости горения (рис. 9-7, кривая У) по своему виду аналогична кривой
концентрационных пределов горения и по составу смеси ограничивается
теми же пределами и имеет максимум при небольшом избытке горючего
w
Область
отрыва
пламени
Область
проскоков
Область
устойчивого
горения
и минимум на краях.
Согласно выражению (9-10) с увеличением диаметра горелки пре-
дельная скорость проскока увеличивается. В горелках для диффузион-
ного сжигания газа проскок пламени невоз-
можен.
При скоростях потока выше верхнего
предела устойчивости пламя отрывается и
гаснет. С увеличением диаметра горелки
значение верхнего предела устойчивости го-
рения увеличивается. Над кривой 2
(рис. 9-7) верхнего предела устойчивости
лежит область отрыва пламени. Кривая
ос 2 характеризует максимальную форси-
ровку.
Между кривыми 1 и 2 находится об-
Рис. 9-7. Пределы устойчиво- ласть устойчивого горения. Наиболее устой-
сти горения в горелках атмо- чивыми в сравнительно широком диапазоне
сферного типа. скоростей являются диффузионные факелы
газов, не содержащих окислитель, и сме-
сей, по составу находящихся выше верхнего концентрационного пре-
дела. В частности, для метана и богатых метаном природных газов
к области устойчивого горения относятся смеси с избытком воздуха
а = 0 = 0,6. Для смесей, находящихся между верхним концентрацион-
ным пределом и стехиометрическим составом, с увеличением избытка
воздуха пределы устойчивого горения сокращаются, т. е. по мере при-
ближения состава смеси к стехиометрическому устойчивость горения
уменьшается. Для факелов стехиометрической смеси и смесей с избыт-
ком воздуха (а>1) верхний предел приближается к кривой проскоков
и пределы устойчивого горения настолько уменьшаются, что горение
становится практически неустойчивым. Такое влияние избытка воздуха
объясняется тем, что при богатых смесях, благодаря более сильному
диффузионному потоку газа снаружи, около кромок горелки образуется
более мощное зажигающее кольцо, обеспечивающее большую устойчи-
вость диффузионного пламени. При горении стехиометрической и в осо-
бенности, более -бедной горючей смеси у кромок горелки смесь сильно
разбавляется воздухом из окружающей среды. В результате уменьше-
ния скорости распространения пламени в этой обедненной смеси и по-
нижения ее температуры горения зажигающее кольцо становится менее
мощным, что приводит к уменьшению верхнего предела устойчивости
горения. Поэтому при сжигании в атмосферных горелках с горючим
газом смешивают 40—70% воздуха, необходимого для сгорания. Это
позволяет уменьшить опасность отрыва и создать более благоприятные
условия для предотвращения проскока. Вести процесс горения прв
а<0,4 нецелесообразно, так как при этом увеличиваются потери тепла
от химической неполноты горения.
164
Как проскок, так и отрыв пламени нарушают нормальную работу
горелки и могут быть причиной аварии. Кроме того, эти явления огра-
ничивают производительность горелки по минимальному и максималь-
ному пределу. Для обеспечения нормального протекания горения про-
цесс следует вести в области устойчивого горения.
Стабилизирующую способность горелок различных конструкций по
пределам устойчивого горения, нарушаемым проскоком или отрывом
пламени, выявляют экспериментально. Эту характеристику обычно
представляют в виде графика зависимости нижней и верхней предель-
ной скорости истечения смеси от коэффициента избытка воздуха
(рис. 9-7).
9-7. ИСКУССТВЕННАЯ СТАБИЛИЗАЦИЯ ПЛАМЕНИ
Действие зажигающего кольца эффективно в области ламинарных
режимов. С повышением форсировки горелки относительная тепловая
мощность кольца уменьшается и кольцо постепенно перестает нести
роль источника зажигания.
Для возможности интенсивного сжигания газа в промышленных
топочных устройствах горелки должны обладать более высокой устой-
чивостью зажигания, что достигается применением искусственной
стабилизации.
Под устойчивостью зажигания понимается способность горелочно-
го устройства обеспечить воспламенение вблизи устья горелки при воз-
можно большей скорости истечения горючей смеси.
В парогенератора^ горючая смесь подается в топочную камеру
через горелки со скоростью порядка 30—50 м/с, а в форсированных
камерах сгорания эта скорость может достигать 150—200 м/с. При
условиях, имеющих место в топочной камере, скорость распростране-
ния пламени в зоне воспламенения значительно меньше и составляет
для энергетических топлив несколько метров в секунду. Для обеспе-
чения существования стационарного факела при указанном соотноше-
нии скоростей необходимо наличие в топке непрерывного мощного ис-
точника зажигания, от которого пламя может распространиться по все-
му сечению потока горючей смеси. Следовательно, для стабилизации
факела в топочной камере, т. е. для удержания пламени в нужных
геометрических координатах, а именно у устья горелок, необходимо
обеспечить непрерывное зажигание горючей смеси. Критерием устойчи-
вого зажигания является наличие распространения пламени от местного
источника воспламенения по всей струе горючей смеси.
Наибольшее применение имеет зажигание посредством возбужде-
ния корневой части струи горючей смеси, поступающей через горелку
в топку или средней ее части, т. е. той зоны первичного воспламенения
и устойчивого поддержания горения, в которой обеспечивается равен-
ство скоростей распространения пламени и движения смеси. Это осу-
ществляется за счет использования для нагрева смеси некоторой части
тепла, выделяющегося в процессе горения, путем рециркуляции в кор-
невую область факела горячих продуктов сгорания при одновременном
обеспечении в зоне зажигания благоприятных тепловыд, концентраци-
онных и газодинамических условий.
Рециркуляция горячих продуктов сгорания осуществляется преиму-
щественно двумя способами. Первый способ достигается организацией
сжигания в струйных течениях. При распространении в топочной ка-
165
мере струи горючей смеси эжектируют продукты сгорания, поступаю-
щие рециркуляцией под действием разрежения, создаваемого в области
корня факела. При этом в пограничном слое струи создаются благо-
приятные тепловые и аэродинамические условия для воспламенения.
При втором способе рециркуляция продуктов сгорания осуществляется
в потоке горючей смеси обратными течениями за плохо обтекаемыми
Рис. 9-8. Схема организации
зажигания рециркуляцией про-
дуктов сгорания за плохо обте-
каемым телом.
телами, помещаемыми в выходной части
горелки (рис. 9-8). Такие стабилизаторы
обычно выполняются в виде U'-образных
осесимметричных или плоских тел.
Воспламенение смеси начинается по пе-
риметру корневой части факела или стаби-
лизатора, где образуется вихревая зона го-
рячих продуктов сгорания. Так как продук-
ты сгорания во втором случае циркулируют
внутри струи, вытекающей из горелки, поте-
ри тепла из зоны рециркуляции в окружаю-
щее пространство практически отсутствуют.
По аналогии с зажиганием потока
от нагретого тела Л. Н. Хитриным и
С. А. Гольденбергом [Л. 10] решена задача о зажигании в потоке.
Среда в пограничном слое струи покоится, а химическое реаги-
рование происходит в тонком слое толщиной прилегающем к внешней
границе струи, температура которой равняется температуре рециркули-
рующих продуктов сгорания. В пограничном слое струи горючей смеси
устанавливается близкое к линейному распределение температур от ее
величины То в ядре струи до Тг на внешней границе. Такое распреде-
ление температур сохраняется при отсутствии горения или при малой
интенсивности тепловыделения. ’
При сравнительно высоких температурах Тг, при повышенной ин-
тенсивности тепловыделения в слое £ наступает прогрессирующий рост
температуры, т. е. воспламенение. Критические условия воспламенения
можно определить из равенства тепловыделения и теплоотвода:
<71 = 72.
(9-31)
По аналогии с выражением (8-33) для тепловыделения в зоне £
можно записать:
(9-32)
За счет теплоотдачи из слоя £ теряется тепла в количестве
72=сс(7’г—То),
(9-33)
где То — температура холодной смеси.
Коэффициент теплоотдачи при наличии плохо обтекаемого тела
можно принять равным:
a=2-Nu. (9-34)
В формуле:
Nu — тепловой критерий Нуссельта;
d — определяющий размер плохо обтекаемого тела.
166
Подстановка в уравнение (9-31) выражений (9-32) и (9-33) с уче-
том (9-34) дает:
Nu
d
1
Tr — T0
j W(T, C)dT.
(9-35)
Далее температура граничного слоя струи была отождествлена
с температурой, при которой реакция заметно развивается в пламени.
На основании теории распространения пламени авторами в формуле
(9-35) сделана замена:
/2<2Л(’Г(Г, C)dT^''Mn (9-36)
J
и получено:
Nu = <p —.
* а
(9-37)
В формуле:
ф— коэффициент, близкий к единице, учитывающий возможные от-
клонения процесса от принятой схемы расчета;
Un — нормальная скорость распространения пламени;
Л *
Л — —~
СР?
коэффициент температуропроводности.
Для данного случая, который можно уподобить внешней задаче
конвективного теплообмена, на основании опыта можно принять:
Nu=XRe0’5.
(9-38)
Приравнивая выражения (9-38) и (9-37), получаем:
ReKP—
(9-39)
Подставляя выражение для числа Re и имея в виду, что численные
значения v и а можно принять равными, получаем выражение для
критической скорости истечения смеси на пределе срыва:
TV7 X U^n/d
U4P = const--------;
(9-40)
Из (9-37) видно, что стабилизация пламени будет осуществлена
тем лучше, чем ближе состав смеси к стехиометрическому (так как при
приближении к такому составу Un увеличивается), чем больше скорость
распространения пламени для сжигаемого газа, чем больше размеры
стабилизатора и меньше скорость потока.
Устойчивость зажигания зависит также от конструкции горелки.
В вихревые горелках зажигающая вихревая зона создается аэродина-
мическими средствами путем закручивания горючей смеси, вытекающей
из горелки при помощи лопаточного аппарата, помещаемого в выходной
части горелки, или вихревого закручивающего аппарата на ее входной
части. В некоторых случаях приемы стабилизации комбинируют. На-
пример, для усиления вихревого течения за плохо обтекаемым телом,
помещаемым в выходном сечении горелки, воздуху предварительно со-
общают закрутку.
167
тие. 9-9. Горелка МЭИ с зажи-
ганием от дежурного очага.
Зажигание также можно осуществлять
обеспечением очага горения вблизи факела
основной горелки. На рис. 9-9 схематически
показана газовая горелка МЭИ для низко-
калорийных газов с зажиганием от дежур-
ного очага горения. В предвключенной ка-
мере с микрофакельным диском 1 и пережи-
мом 2 при малых скоростях производится
устойчивое сжигание небольшой доли горю-
чей смеси, порядка 5—10%, с избытком воз-
духа а=0,9 ч-0,95. Продукты сгорания,
пройдя пережим, поступают в вихревой по-
ток основной массы горючей смеси, подаваемой с большими скоростями
через тангенциальные щели 3 на боковой поверхности горелки, и обе-
спечивают ее устойчивое зажигание.
Зажигание прямоточного факела может быть усилено аэродинами-
ческим торможением периферийных слоев. Этот способ заключается
в следующем. Выходная часть горелки выполняется с плавным раскры-
Рис. 9-10. Горелка с усилением зажигания аэродинамическим
торможением периферийных слоев факела.
1 — короб; 2 — газовые коллекторы; 3 — плавный раструб.
тием (рис. 9-10), обеспечивающим безотрывное течение смеси. Струя
горючей смеси, вытекающая из горелки, с таким раструбом расширяет-
ся интенсивнее. В более широком пограничном слое поперечные гра-
диенты продольной скорости имеют небольшую величину. На периферии
пограничного слоя такой неизотермической струи в расширенной зоне
малых скоростей и малых поперечных градиентов продольной скорости
создаются благоприятные тепловые и аэродинамические условия для
воспламенения.
9-8. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ СЖИГАНИЯ ГАЗООБРАЗНЫХ ТОПЛИВ
В современных топочные устройствах газообразные топлива сжига-
ются в топочной камере, куда они вводятся струями совместно с воз-
духом, необходимым для горения. Горение происходит при распростра-
нении пламени в турбулентной струе горючей смеси, непрерывно по-
ступающей в топочную камеру. Поэтому сжигание интенсифи-
цируется с увеличением скорости турбулентного
распространения пламени и с увеличением поверхно-
сти фронта пламени.
Скорость турбулентного распространения пламени определяется
интенсивностью тепло- и массообмена и скоростью химического реаги-
рования горючей смеси в потоке в специфических условиях зоны турбу-
лентного горения, обусловливаемых ее аэродинамической и тепловой
структурой.
Сама скорость химического реагирования растет с увеличением тем-
пературы и концентрации реагирующих веществ. Для повышения тем-
пературы смеси применяется предварительный подогрев воздуха, иду-
щего на горение, а в случаях сжигания низкокалорийных газов также
168
и топлива. При применении предварительного подогрева газов следует
учесть, что при сильном нагреве возможно термическое разложение
содержащихся в газах тяжелых углеводородов, что не желательно.
В случаях, когда объем воздуха, идущего на горение, значительно
больше объема сжигаемого газа, как, например, в случае природного
газа, роль подогрева воздуха больше, чем подогрева газа.
Даже при существенном предварительном подогреве воздуха,
а в некоторых случаях и газа, основной нагрев горючей смеси до ее
воспламенения происходит в топочной камере за счет диффузии в нее
высоконагреты^ продуктов сгорания.
Как известно, экономичное сжигание газов производится с ограни-
ченным количеством воздуха. В этих условиях образование зон с мест-
ным недостатком окислителя может быть предотвращено хорошим сме-
шением газа с воздухом, а понижение действующей концентрации ки-
слорода— уменьшением разбавления горючей смеси продуктами
сгорания.
Смесеобразование осуществляется за счет первичного смешения по-
токов газа и воздуха с помощью горелочных устройств и в самой топоч-
ной камере. Первичное смешение должно обеспечить возможно более
равномерное распределение потоков топлива и воздуха по выходному
сечению горелок. Молярное и молекулярное смешение продолжается и
завершается в процессе горения в самой топочной камере.
При сжигании газов в топках парогенераторов, когда химическое
реагирование протекает в потоках большие масс воздуха и газа, интен-
сивность смесеобразования и нагрева в топочной камере зависит от
интенсивности массо- и теплообмена в факеле. Поэтому для интенси-
фикации смесеобразования и теплообмена сжигание горючей смеси
в топочной камере следует организовать в потоках повышенной тур-
булентности, в частности сжиганием в системе струй с повышенной на-
чальной скоростью и с эффективным взаимодействием. При этом необ-
ходимо организовать устойчивое зажигание, обеспечивающее воспламе-
нение у устья горелок при высоких скоростях истечения горючей смеси
из них.
Однако для интенсификации сжигания высокая турбулентность не-
обходима в ядре факела и в особенности в зоне догорания. Напротив,
для возможности воспламенения горючей смеси у устья горелок в корне
факела желательно иметь умеренную турбулентность. Таким образом,
рациональная аэродинамическая организация процесса горения должна
обеспечить повышенную турбулентность в ядре факела и в зоне догора-
ния при сохранении умеренной турбулентности в корне факела. Такую
структуру факела невозможно получить только за счет конструкции го-
релочных устройств. Она может быть обеспечена разработкой новых,
более совершенных методов аэродинамической и тепловой организации
факела и топочного процесса в целом.
Поверхность фронта пламени зависит от способа зажигания и »ха-
рактера движения газов. При ламинарном горении газовой смеси, пода-
ваемой через круглую горелку, факел принимает форму конуса вслед-
ствие того, что зажигание смеси происходит по периферии основания
конуса от застойного пояса продуктов сгорания, образующегося у устья
горелки.
Тепловое напряжение объема факела можно представить в виде
Q __ UmFQPB
V ~ V
(9-41)
169
В формуле:
Um — массовая скорость горения;
F и V — соответственно поверхность и объем факела;
<Qph — теплота сгорания газа.
Приближенно принимая форму факела конической, можно для по-
верхности и объема факела написать:
F = itRh= r.R kR2 1г
(9-42)
и
V = J-kR4. • (9-43)
В формуле:
R — радиус горелки;
h, и I — соответственно длина образующей и факела.
Подставив (9-42), (9-43) и значение массовой скорости горения
Um = Unp в (9-41) и имея в виду схему образования факела, изображен-
ную на рис. 9-1, согласно которой R = Unx, a l = Wx, получим:
Q _ 3QPaUn? У W*+ л л\
V rW { '
Написав это соотношение для двух горелок различных диаметров
при одинаковой скорости смеси в них и приняв во внимание, что нор-
мальная скорость распространения пламени для данной смеси является
постоянной величиной, получим:
0_\
v Л
\ V J 2
(9-45)
Рис. 9-11. Ми-
крофакельное
горение.
т. е. тепловое напряжение объема факела обратно пропорционально
радиусу горелки.
Последнее объясняется тем, что горение протекает на поверхности
факела, а внутри образуется инертный объем. С уменьшением диаметра
горелки увеличивается поверхность факела, приходя-
щаяся на единицу его объема, и соответственно увели-
чивается тепловое напряжение объема факела.
Это натолкнуло на мысль о том, что если поток га-
зовой смеси, выходящий из устья горелки, искусственно
разбить на множество мелких струй и организовать их
зажигание, то горение в каждой струе закончится
в пределах малого конуса и общий факел заменится
множеством мелких конусов пламени (рис. 9-11), в ре-
зультате чего поверхность фронта пламени, приходя-
щаяся на единицу объема факела, резко возрастет
и соответственно увеличится тепловое напряжение объема факела.
Подобное горение, названное микрофакельным [Л. 24], было полу-
чено путем наложения металлической решетки на устье горелки. Газо-
воздушная смесь, пройдя решетку, разбивается на мелкие струи и соот-
ветственно образуется такое же количество очагов зажигания и конусов
горения. Очагами зажигания струй являются вихревые зоны продуктов
сгорания высокой температуры, которые образуются за простенками
решетки.
170
Рассмотренное горение является ламинарным. При турбулентном
горении, как было сказано ранее, фронт пламени искривляется и раз-
мывается, при этом его поверхность увеличивается, что соответственно
увеличивает и наблюдаемую скорость распространения пламени. Кроме
того, при турбулентном горении увеличивается протяженность зоны го-
рения, но конусообразная форма факела сохраняется. Поэтому при тур-
булентном горении также с уменьшением диаметра горелки тепловое
напряжение объема факела увеличивается.
Из сказанного следует важный вывод о том, что для интенсифика-
ции сжигания газовой смеси следует организовать развитое и устойчи-
вое зажигание смеси путем дробления потока на мелкие струи и созда-
ния устойчивых очагов их зажигания. Создавая развитое зажигание,
можно получить соответственно развитую поверхность горения и тем
самым уменьшить инертный объем факела и увеличить тепловое на-
пряжение его объема.
В широко распространенные круглых горелках возможности интен-
сификации сжигания за счет уменьшения их диаметра ограничены, так
как при этом пришлось бы значительно увеличить количество горелок,
устанавливаемых на парогенераторе, что конструктивно может оказать-
ся нецелесообразным. Более целесообразным может быть переход от
круглых горелок к щелевым горелкам, имеющим выходное сечение
в виде вытянутого прямоугольника. При одинаковой площади выходно-
го сечения ширина щелевой горелки окажется значительно меньше диа-
метра круглой горелки или горелки с прямоугольным выходным сечени-
ем и соотношением сторон, не превышающим двух. При узких горелках,
воспламенение, начинающееся на периферии, быстрее распространится
до оси струи и согласно (9-3) и (9-13) обусловит меньшую длину фа-
кела. Следовательно, развитое зажигание может быть также осуществле-
но путем увеличения периметра воспламенения.
Развитое зажигание можно получить как разработкой соответст-
вующей конструкции горелки, так и рациональной организацией аэро-
динамики горелки и топки в целом. Например, придав газовой смеси
в горелке закрученное движение, можно на оси струи получить зону
разрежения, вызывающую приток мощного потока высоконагретых про-
дуктов сгорания к корню факела с его внутренней стороны. В этом
случае факел примет вид полого расходящегося конуса, в котором за-
жигание осуществляется как по периферии горелки, так и по внутренней
поверхности факела.
Таким образом, к у слови ям интенсификации сжигания
газов относятся следующие.
1. Предварительный подогрев воздуха, идущего на горение, и га-
зообразного топлива в случае сжигания низкокалорийных газов.
2. Подача всего воздуха, необходимого для горения, в корень факе-
ла. При этом следует добиваться возможно лучшего предварительного
смешения газа с воздухом.
3. Организация устойчивого зажигания, обеспечивающего горение
при возможно высоких скоростях истечения газовоздушной смеси из
горелок.
4. Организация зажигания по развитому периметру для получения
соответственно развитой поверхности воспламенения и горения.
5. Интенсификация выгорания путем усиления тепло- и массообме-
на в самом факеле. Этого следует достигать такой аэродинамической
организацией топочного процесса, когда в ядре горения и в зоне дого-
рания обеспечивается высокая турбулентность при умеренной турбу-
171
лентности в периферийных слоях корня факела, способствующей
усилению зажигания.
6. Устранение или сокращение зон рециркуляции продуктов сгора-
ния в топочной камере, которые не требуются или чрезмерны для обес-
печения зажигания факела, но наличие которых уменьшает действую-
щую концентрацию газа и окислителя, а также несколько понижает
температуру.
9-9. БЕСПЛАМЕННОЕ ГОРЕНИЕ ГАЗОВ
В поисках способов интенсификации сжигания газов было также
предложено так называемое б ес пл а м е н н о е горение, позволившее
сжигать газовую смесь с большими тепловыми напряжениями объема
камеры (порядка десятков мегаватт на метр кубический).
Беспламенное горение характеризуется тем, что горение готовой
горючей смеси происходит в непосредственной близости с раскаленными
керамическими поверхностями. Поэтому этот вид горения получил так-
же название поверхностного.
У многих, занимающихся изучением этого вопроса, сложилось мне-
ние, что причиной высоких тепловых напряжений при поверхностном
горении является каталитическое воздействие керамических стенок го-
релки на скорость реакции.
Исследования, проведенные МЭИ по интенсификации сжигания
газов, не подтвердили каталитического воздействия керамических поверх-
ностей на процесс горения и одновременно позволили объяснить сущ-
ность беспламенного горения, заключающуюся в организации развитого
зажигания газовой смеси в этих горелках.
Рис. 9-12. Пори-
стая диафрагма.
Рис. 9-13. Туннельная горелка.
Рассмотрим типичные горелки и способы осуществления беспламен-
ного горения с указанной точки зрения. Наиболее простой является
пористая керамическая диафрагма (рис. 9-12). Газовоздушная смесь,
подаваемая по трубе 1 в камеру 2 сгорает в пределах тонкого поверх-
ностного слоя огнеупорной керамической диафрагмы 3. Это явление
может быть объяснено следующим образом. В пористой керамической
диафрагме газовый поток разбивается на множество мелких струек,
которые при зажигании дают такое же количество микрофакелов. Оча-
гами зажигания являются застойные зоны продуктов сгорания высокой
температуры, условия образования которых вследствие пористости ди-
афрагмы особенно благоприятны.
Из беспламенных наибольшее распространение получила туннель-
ная горелка (рис. 9-13). В ней газовоздушная смесь по каналу 1 пода-
ется в туннель 2 диаметром ~60—80 мм, где и сгорает с тепловым на-
пряжением порядка 304-55 МВт/м3. Туннель горелки обычно выпол-
172
образом. Вытекающая из канала
Рис. 9-14. Туннельная горелка с рас-
трубом.
няется в виде цилиндра из керамического огнеупорного материала. Газо-
подводящий канал 1 у входа в туннель сужается для создания такой
скорости газовоздушной смеси, при которой исключается возможность
обратного проскока пламени. Этот канал часто выполняется в виде
инжектора, причем подаваемый в него под давлением газ инжектирует
воздух, создавая газовоздушную смесь.
Сжигание газа в туннельных горелках с большими тепловыми на-
пряжениями объясняется следующим
1 газовоздушная смесь увлекает газ
из окружающего струю простран-
ства abc, в результате чего в этих
местах создается зона разрежения,
которая вызывает приток продуктов
сгорания высокой температуры из
зоны горения к устью канала. В про-
странстве abc между расширяю-
щейся струей и стенками начально-
го участка туннеля создаются вих-
ревые зоны продуктов сгорания высокой температуры, из них продукты
сгорания расходуются, увлекаемые струей, и при одновременном прито-
ке горячих газов. Увлеченные в струю продукты сгорания нагревают
газовоздушную смесь и тем самым подготавливают ее к воспламенению.
Кроме того, на стенках туннеля, на участке cd, благодаря шероховато-
стям керамики образуется застойная пленка продуктов сгорания, кото-
рая также способствует лучшему зажиганию смеси. Таким образом,
эффект беспламенного горения в туннельной горелке объясняется раз-
витым зажиганием смеси за счет застойных вихревых зон высокона-
гретых продуктов сгорания, которые переносят тепло из зоны горения
в свежую смесь, вытекающую из горелки, и за счет застойной пленки
продуктов сгорания у стенок туннеля.
Из такого объяснения беспламенного горения в туннельной горелке
следует, что если уничтожить вихревые зоны и шероховатость стенок,
то этим будет исключена возможность получения беспламенного го-
рения.
Для проверки этих теоретических предположений были поставлены опыты по за-
жиганию газов в туннельной горелке. Горючая смесь подавалась в кварцевую трубку
(рис. 9-14) через подводящий канал и конический раструб, обеспечивающий истечение
струи без отрыва от стенок. Такое выполнение горелки дало возможность исклю-
чить участки застойных 'вихревых зон, а влияние застойной пленки продуктов сгорания
у стенок горелки уменьшить до минимума. В этой горелке не удалось получить бес-
пламенного горения: при малых скоростях газовой смеси имело место факельное горе-
ние у выходного сечения туннеля. При увеличении скорости свыше 1,25—1,4 м/с факел
открывался и погасал. При удалении раструба благодаря восстановлению вихревых зон
горячих продуктов сгорания в туннеле в горелке осуществлялось сжигание газа
с такими же высокими тепловыми напряжениями, как и в туннельных керамических
горелках.
Следовательно, опытами установлено, что уничтожение вихревых зон и сведение
к минимуму влияния застойной пленки предуктов сгорания у стенок исключает возмож-
ность получения беспламенного горения в туннельной горелке.
Таким образом, объяснение физической сущности беспламенного горения в тун-
нельных горелках соответствует действительности.
Получение высоких тепловых напряжений в беспламенных керами-
ческих горелках не означает, что в этих горелках газ сжигается с высо-
кой интенсивностью. Опыт показывает, что в этих горелках горение
возможно при сравнительно малых скоростях.
173
9-10. КЛАССИФИКАЦИЯ ГОРЕЛОК ДЛЯ СЖИГАНИЯ ГАЗОВ
Газовые горелки могут быть классифицированы по следующим при-
знакам: по длине образующегося факела — на длиннопламенные и
короткопламенные, по светимости пламени — светящийся или слабо-
светящийся факел, по теплоте сгорания сжигаемого газа —на горелки
для высококалорийны^ и низкокалорийных газов, по давлению перед,
горелкой — на низко- и высоконапорные, по количеству подводящих
трубопроводов — на одно- и двухпроводные и т. д.
Одним из существенных признаков является способ смешения сжи-
гаемого газа с воздухом, необходимым для горения. По этому призна-
ку горелки можно разделить на следующие три типа [Л. 25—27].
Рис. 9-15. Трубчатая горел-
ка для низкокалорийных га-
зов.
Горелки без предварительного смешения
газа с воздухом. Газ и воздух, в необходимом
для горения количестве, подаются раздельно-
через соответствующие каналы горелки. Горю-
чая смесь образуется в факеле в процессе тур-
булентного смешения газа и воздуха после
выхода их из горелки.
Для примера в качестве горелки такого
типа можно привести трубчатую горел-
ку для низкокалорийных газов
(рис. 9-15). Газ поступает через газовый кол-
лектор и присоединенные к нему трубы, а воз-
дух через противоположный коллектор в меж-
трубное пространство. Смешение происходит
в струйных потоках на выходе из труб.
К этому типу относится также горелка
ТКЗ для низкокалорийных газов
(рис. 11-10).
Горелки применяют для сжигания низко-
калорийных газов в больших количествах и
в печной технике, когда нужно иметь растяну-
тый светящийся факел с более равномерной
теплоотдачей по длине рабочего пространства
печи.
Горелки предварительного смешения. Го-
релки, работающие по принципу кинетического сжигания, применяют
в случаях, когда требуется сжигать газ с высоким тепловым напряже-
нием объема и сечения камеры порядка (10—40)-103 кВт/м* и
(50—80)-103 кВт/м2 с минимальным химическим недожогом и с корот-
ким слабосветящимся пламенем. Предварительное смешение осуще-
ствляется в смесителях, из которых подготовленная смесь поступает
в горелку. К этому типу относятся туннельные и другие типы горелок
однородной газовоздушной смеси, получаемой предварительным смеше-
нием газа с воздухом в смесителях различной конструкции.
В промышленности широкое распространение получили инжекци-
онные горелки туннельного типа (рис. 946), которые обес-
печивают авторегулирование постоянного соотношения расходов газа и
воздуха и допускают сжигание запыленных газов. Горелки более тер-
мостойки и обладают повышенной пропускной способностью при малых
сопротивлениях.
При высоком давлении сжигаемого газа применяют однопровод-
ные горелки (рис. 9-16,а) с эжекцией воздуха из атмосферы, а приз
174
сжигании газа низкого давления — двухпроводные горелки
(рис. 9-16,6) с принудительной подачей воздуха.
Широкое распространение получили также однопроводные инжек-
ционные горелки, в которых цилиндрическая камера смешения закан-
Рис. 9-16. Инжекционные горелки с керамическим туннельным каналом.
а — однопроводная горелка с одноканальным туннелем; б — двухпроводная горел-
ка с многоканальным туннелем.
175
чивается не керамическим каналом, а металлическим участком
диффузор — конфузор.
Горелки с частичным смешением. Эти горелки снабжены укорочен-
ными смесителями, в которых происходит частичное смешение. Смеше-
ние продолжается и завершается в факеле в процессе горения.
Горелки, работающие по этому принципу, широко применяются
в энергетике для сжигания природные газов.
В горелках с частичным смешением для низкокалорийных газов,,
в частности в горелке ВНИИМТ для доменного газа
(рис. 9-17), из-за соизмеримых расходов газов и воздуха газы и воздух
подаются чередующимися плоскими потоками через каналы в фор-
камеру, в каналах которой начинается смешение и горение. Процесс
смешения и горения продолжается и завершается в выходных каналах.
Сечение туннеля горелки определяется по количеству продуктов сгора-
ния и скорости их, принимаемой в пределах 30—40 м/с.
ГЛАВА ДЕСЯТАЯ
ГОРЕНИЕ ЖИДКИХ ТОПЛИВ
10-1. ГОРЕНИЕ ЖИДКИХ ТОПЛИВ СО СВОБОДНОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Каждое жидкое горючее, так же как любое жидкое вещество, при
данной температуре обладает определенной упругостью пара над своей
поверхностью, которая увеличивается с ростом температуры.
При зажигании жидкого горючего, имеющего свобод-
ную поверхность, загорается его пар, содержащийся в пространст-
ве над поверхностью, образуя горящий факел. За счет тепла, излучае-
мого факелом, испарение резко увеличивается. При установившемся
режиме теплообмена между факелом и зеркалом жидкости количество
испаряющегося, а следовательно, и сгорающего горючего достигает ма-
ксимального значения и далее остается постоянным во времени.
Опыты показывают, что при сжигании жидких топлив со свободной
поверхностью горение протекает в паровой фазе; факел устанавливается
на некотором удалении от поверхности жидкости и ясно видна темная
полоска, отделяющая факел от обреза тигля с жидким горючим. Интен-
сивность излучения зоны горения на зеркало испарения не зависит от
его формы и величины, а зависит только от физико-химических свойств
горючего и является характерной константой для каждого жидкого го-
рючего.
Температура жидкого горючего, при которой пары над его поверх-
ностью образуют с воздухом смесь, способную воспламениться при под-
несении источника зажигания, называется температурой вспышки.
Поскольку жидкие горючие сгорают в паровой фазе, то при уста-
новившемся режиме скорость горения определяется скоростью испаре-
ния жидкости с ее зеркала. Ввиду того что тепло, излучаемое факелом
на зеркало горючей жидкости, расходуется на подогрев жидкости до
температуры кипения и на парообразование, можно записать уравнение
теплового баланса для 1 м2 зеркала испарения в виде
7л=^г'кср(^к A))(10-1)
В уравнении (10-1):
7л — количество тепла, излучаемого факелом на зеркало жидкости,.
кВт/м2;
176
Wr — скорость горения, отнесенная к единице поверхности испаре-
ния, кг/(м2»с);
сСр — средняя теплоемкость жидкости, кДж/ (кг • К);
tK— температура кипения жидкости, К;
to — температура горючей жидкости до опыта, К;
Лп — теплота парообразования, кДж/кг.
Из уравнения (10-1) видно, что для данной жидкости массовая
скорость горения со свободной поверхности зависит от температуры по-
догрева жидкости и интенсивности излучения ее диффузионного факела
на зеркало испарения, а для различных жидкостей зависит также от
величины теплоты парообразования и теплоемкости (табл. 10-1).
Таблица 10-1
Массовая скорость горения и интенсивность излучения диффузионного
факела на зеркало испарения
Горючее Плотность, г/см8 Массовая скорость горе- ния. кг/(м’-ч) (Л. 28] Интенсивность излуче- ния, кВт/м2
Керосин pi9 = 0,845 49,33 12,1
Автобензин pi? = 0,77 80,85 14,3
Бензол р16 = 0,875 45,37 23,3
Метиловый спирт р16 = 0,80 57,60 19,7
Процесс горения жидкцх горючих со свободной поверхностью про-
исходит следующим образом. При установившемся режиме горения
за счет тепла, излучаемого факелом, жидкое горючее испаряется. В вос-
ходящий поток горючего, находящегося в паровой фазе, посредством
диффузии проникает воздух из окружающего пространства. Полученная
таким образом смесь образует горящий факел в виде конуса, отстояще-
го от зеркала испарения на 0,5—1 мм. Устойчивое горение протекает на
поверхности, где смесь достигает пропорции,соответствующей стехиоме-
трическому соотношению горючего и воздуха. Это предположение сле-
дует из тех же соображений, что и в случае диффузионного горения га-
за, изложенного в § 9-3.
Химическая реакция протекает в очень тонком слое фронта факела,
толщина которого не превышает нескольких долей миллиметра. Объем,
занимаемый факелом, зоной горения делится на две части: внутри факе-
ла находятся пары горючей жидкости и продукты сгорания, а вне зоны
горения — смесь продуктов горения с воздухом.
Горение восходящих внутри факела паров жидких топлив можно
представить состоящим из двух стадий: диффузионного подвода кисло-
рода к зоне горения и самой химической реакции, протекающей во
фронте пламени. Скорости этих двух стадий не одинаковы; химическая
реакция при имеющих место высоких температурах протекает очень
быстро, тогда как диффузионный подвод кислорода является медлен-
ным процессом, ограничивающим общую скорость горения. Следова-
тельно, в данном случае горение протекает в диффузионной области,
а скорость горения определяется скоростью диффузии кислорода в зону
горения.
Так как условия подвода кислорода к зоне горения при сжигании
различных жидких горючих со свободной поверхности примерно одина-
ковы, следует ожидать, что скорость цх горения, отнесенная к фронту
пламени, т. е. к боковой поверхности факела, также должна быть оди-
12—541 17Т
Таблица 10-2
Скорость горения различных жидких горючих со свободной
поверхности, отнесенная к поверхности фронта пламени
Горючее Тигель Размер тигля, мм Скорость горения, отнесенная к поверхности фронта пламени
кг/(м’-ч) кВт/м’
•Спирт Цилиндрический 0 15 22,2 150
0 25,5 22,2 150
Прямоугольный 31,8X5 22,5 152
Бензин Цилиндрический 0 45 11,6 133,5
Прямоугольный 31,8X5 12,7 146
Бензол Цилиндрический 0 15 12,9 124
0 45 12,1 116,4
наковой, а длина факела будет тем больше, чем больше скорость испа-
рения.
Данные о скорости горения, отнесенные к фронту пламени, вычис-
ленному по фотографическим снимкам, приведены в табл. 10-2 [Л. 28].
Из табл. 10-2 видно, что массовая скорость горения, отнесенная
к фронту пламени для одного и того же горючего, не зависит от величи-
ны и формы зеркала испарения и является постоянной величиной. Для
различных горючих с увеличением теплоты сгорания массовая скорость
горения уменьшается, а скорость выделения тепла, отнесенная к едини-
це фронта пламени, т. е. теплонапряжение зоны горения, остается при-
мерно одинаковой. Некоторые отклонения в значениях скорости горе-
ния, отнесенной к фронту пламени, объясняются трудностями определе-
ния поверхности факела.
Таким образом, можно сделать интересный вывод: теплонапряже-
ние боковой поверхности факела, устанавливающегося над свободной
поверхностью жидкого горючего, практически не зависит от диаметра
тигля и рода топлива.
Специфической особенностью горения жидких горючих со свободной
поверхности является большой химический недожог. Каждое горючее,
представляющее собой углеродистое соединение при сжигании со сво-
’бодной поверхности, имеет свойственную ему величину химического не-
дожога 7з, которая составляет, %:
для спирта............5,3 для керосина...........17,7
для бензина...........12,7 для бензола............18,5
Картину возникновения химического недожога можно представить
следующим образом.
Парообразные углеводороды при движении внутри конусообразного
факела до фронта пламени при нахождении в области высоких темпе-
ратур при отсутствии кислорода, подвергаются термическому разложе-
нию вплоть до образования свободного углерода и водорода по уравне-
нию:
СЛ- лС + -^-Н„ (10-2)
ИЛИ
СпНт ^хС+уН2+Сп-хНт-2у. (10-3)
Свечение пламени обусловливается нахождением в нем частиц сво-
бодного углерода. Последние, раскалившись за счет выделяемого при
горении тепла, излучают более или менее яркий свет.
178
Часть свободного углерода не успевает сгорать и в виде сажи уно-
сится продуктами сгорания, образуя коптящий факел.
Кроме того, наличие углерода согласно равновесию С + СО2^2СО„
вызывает образование СО.
Высокая температура и пониженное парциальное давление СО и.
СО2 в продуктах сгорания благоприятствуют образованию СО.
Присутствующие в продуктах сгорания количества углерода и СО
обусловливают величину химического недожога. Чем больше содержа-
ние углерода в жидком топливе и чем меньше он насыщен водородом,,
тем больше образование чистого углерода, ярче факел, больше химиче-
ский недожог.
Таким образом, исследования горения жидких горючцх со свобод-
ной поверхности показали, что:
1) горение жидких топлив происходит после их испарения в паро-
вой фазе. Скорость горения жидких топлив со свободной поверхности
определяется скоростью их испарения за счет тепла, излучаемого зоной
горения, при установившемся режиме теплообмена между факелом и
зеркалом испарения;
2) скорость горения жидких горючих со свободной поверхности
растет с увеличением температуры их подогрева, с переводом к горючим
с большей интенсивностью излучения зоны горения, меньшей теплотой
парообразования и теплоемкостью и не зависит от величины и формы
зеркала испарения;
3) интенсивность излучения зоны горения на зеркало испарения,
горящего со свободной поверхности жидкого горючего, зависит только
от его физико-химических свойств и является характерной константой
для каждого жидкого горючего;
4) теплонапряжение фронта диффузионного факела над поверхно-
стью испарения жидкого горючего практически не зависит от диаметра
тигля и рода топлива;
5) горению жидких горючих со свободной поверхности присущ по-
вышенный химический недожог, величина которого характерна для каж-
дого горючего.
10-2. ГОРЕНИЕ КАПЛИ ЖИДКОГО ТОПЛИВА
Имея в виду, что горение жидких топлив происходит в паровой
фазе, процесс горения капли жидкого горючего можно
представить следующим образом.
Капля жидкого топлива окружена атмосферой, насыщенной парами
этого горючего. Вблизи от капли по сферической поверхности с диа-
метром d? устанавливается зона горения. Химическое реагирование сме-
си паров жидкого топлива с окислителем происходит весьма быстро,
поэтому зона горения весьма тонка. Скорость горения определяется наи-
более медленной стадией — скоростью испарения горючего.
В пространстве между каплей и зоной горения находятся пары
жидкого топлива и продукты горения. В пространстве вне зоны горе-
ния— воздух и продукты сгорания.
В зону горения изнутри диффундируют пары топлива, а снаружи —
кислород. Здесь эти компоненты смеси вступают в химическую реак-
цию, которая сопровождается выделением тепла. Из зоны горения тепло
переносится наружу и к капле, а продукты сгорания диффундируют
в окружающее пространство и в пространство между зоной горения и
12* 179
каплей (рис. 10-1). Однако механизм передачи тепла еще не представ-
ляется ясным.
Ряд исследователей считает, что испарение горящей капли происхо-
дит за счет молекулярного переноса тепла через пограничную застой-
ную пленку у поверхности капли.
По мере выгорания капли из-за уменьшения поверхности общее ис-
парение уменьшается, зона горения суживается и исчезает при полном
’выгорании капли.
Так протекает процесс горения капли полностью испаряющихся
жидких топлив, находящейся в покое в окружающей среде или движу-
Рис. 10-1. Схема горения капли
жидкого топлива.
щейся вместе с ней с одинаковой ско-
ростью.
Количество кислорода, диффунди-
рующее к шаровой поверхности при
прочих равных условиях, пропорцио-
нально квадрату ее диаметра, поэтому
установление зоны горения на некото-
ром удалении от капли обусловливает
большую скорость ее горения по срав-
нению с такой же частицей твердого
топлива, при горении которой химиче-
ская реакция практически протекает
на самой поверхности.
Так как скорость горения капли
жидкого топлива определяется ско-
ростью испарения, то время ее выго-
рания можно рассчитать на основе
уравнения теплового баланса ее испа-
рения за счет тепла, получаемого из
зоны горения, т. е.
qFdx=—р[сср (tK—to) + ЛпИ V.
(10-4)
В уравнении (10-4):
q— количество тепла, получаемое из зоны горения единицей по-
верхности капли в единицу времени, кВт/м2;
F— поверхность капли в текущий момент времени, м2;
т — время полного выгорания капли, с;
р — плотность жидкого горючего, кг/м3;
сСр — средняя теплоемкость жидкого топлива, кДж/(кг-К);
tK и t0 — температура кипения и начальная температура жидкого
топлива, °C;
Лп — теплота испарения, кДж/кг;
dV=Fdr — уменьшение объема капли за промежуток времени dx\
г и Го — текущий и начальный радиус капли, м.
Время полного выгорания капли жидкого горючего можно опреде-
лить согласно уравнению (10-4):
о
f Р t(^K — Сср+ ^-nj &
J 4
r0
(10-5)
Использование формулы (10-5) для расчета времени выгорания
капли жидкого топлива связано с трудностями определения теплового
потока q, поступающего из зоны горения к поверхности капли.
180
В диффузионной теории горения капли жидкого топлива, разра-
ботанной Г. А. Варшавским [Л. 29] применительно к горению в непод-
вижной среде или в потоке при нулевой относительной скорости капли,
принята схема процесса, приведенная на рис. 10-1. Используется пред-
ставление о приведенной пограничной сферической (dnp) пленке у по-
верхности капли, в пределах которой происходит только молекулярный
перенос при резком изменении температуры и концентрации реагирую-
щих веществ. Вне этой условной пограничной пленки благодаря интен-
сивному молярному переносу поток однороден по температурным и
концентрационным условиям. Вокруг капли устанавливается зона горе-
ния в виде сферической поверхности. Часть тепла, выделяющегося в зо-
не горения, поступает к поверхности капли и расходуется на испарение
и нагрев пара жидкого топлива до температуры в зоне горения Тт.
В процессе горения это тепло возвращается.
В зону горения с внутренней стороны от поверхности капли моле-
кулярной диффузией переносятся пары топлива, а с наружной сторо-
ны— кислород с внешней поверхности приведенной пленки. Принима-
ется, что горение протекает в диффузионной области, т. е. что химиче-
ское реагирование в зоне горения совершается настолько быстро, что
временем его протекания можно пренебречь по сравнению с временем
диффузии. Это позволяет считать, что зона горения является поверх-
ностью, на которой концентрации паров топлива и кислорода равны
нулю вследствие практически мгновенного реагирования диффузионных
потоков этих компонентов горючей смеси, поступающих в зону горения
со стехиометрическим количественным соотношением между ними. Об-
разующиеся в зоне горения продукты сгорания диффундируют во внеш-
нюю среду и в пространстве между зоной горения и каплей, а выделяю-
щееся тепло отводится молекулярной теплопроводностью во внешнюю
среду. Во внутренней части приведенной пленки, между поверхностями
горения и капли, находятся продукты горения и пары топлива, а с на-
ружной стороны — окислитель и продукты горения.
Для расчета процесса выгорания для каждой из этих двух частей
приведенной пленки составляется по два уравнения: теплового и мате-
риального балансов.
Для упрощения задачи В. В. Померанцев [Л. 16] считает, что тем-
пература поверхности жидкой капли равняется температуре кипения
и в основу расчета берется уравнение теплового баланса испарения
капли в процессе горения:
?=-g[i.+cI(r-T«)]=-i (10-6)
В уравнении (10-6):
q — удельный тепловой поток к поверхности;
g — удельный поток паров с поверхности жидкости в единицу вре-
мени;
%п — теплота испарения жидкости;
са — теплоемкость паров топлива;
Тк, Т — температура поверхности жидкости, принимаемая равной
температуре кипения, и температура паров жидкого горючего;
Л — коэффициент теплопроводности газовой среды.
Интегрирование уравнения (10-6) дает:
<1М>
т
181
В уравнении (10-7):
А — толщина приведенной пленки;
Тг — температура в зоне горения.
Необходимая для расчетов по формуле (Ю-7) температура в зоне
горения определяется из соотношения между потоками тепла из зоны
горения в окружающую среду и кислорода из окружающей среды
в зону горения через приведенную пленку. Предполагая, что в условиях
камеры сгорания тепловые потери от излучения в окружающую среду
относительно малы, коэффициенты диффузии и температуропроводно-
сти равны между собой, и что можно пренебречь стефановским потоком
ввиду его малости, показывается, что температура на поверхности го-
рения равна теоретической температуре горения в среде одинакового
состава и с одинаковой начальной температурой с окружающей средой
при коэффициенте избытка воздуха а=1.
Для того чтобы показать определяющую роль испарения в проте-
кании процесса горения капли и зависимость испарения от тепловые
условий Л. Н. Хитрин рассмотрел предельный случай, когда горение
паров не лимитирует процесс, а тепловые условия задаются независимо
от процесса горения паров горючего вблизи от поверхности капли. Им
предложен [Л. 10] метод определения количества тепла, получаемого'
движущейся каплей в предположении, что теплообмен капель с окру-
жающей средой совершается только конвекцией. В этом случае тепло-
вой поток, воспринимаемый каплей, равен:
^ = ас(Гс-7'к), (10-8)
где Тс — температура окружающей среды.
Величина коэффициента теплоотдачи ас зависит от состояния дви-
жения среды и рассчитывается по зависимости критерия Nu от числа
Re, определяемой экспериментально. Для мелких капель, движущихся
в потоке с очень малой относительной скоростью (Re<100), критерий
откуда
ас = ^-=А. (10-9)
Подставив выражение (10-8) для q с учетом выражения (10-9)
в формулу (10-5) и проинтегрировав, получим:
т = [ Р|(<к~<,)с;р+Лп1 г»„ (Ю-10)
J А(/с — /к) 2А(/с—’ * к)
0
Согласно формуле (10-10) продолжительность выгорания капли,
испаряющейся в процессе конвективного нагрева в несущем газовом
потоке, пропорциональна квадрату ее начального радиуса.
Горение единичных капель жидкого топлива исследовалось как
в СССР в лаборатории теплофизики ЛПИ и в других научных учреж-
дениях, так и за рубежом. Из большого опытного материала следует,
что время выгорания капли пропорционально квадрату ее начального
диаметра. Поскольку горение капель удовлетворяет закону Срезневско-
го о линейной зависимости квадрата диаметра испаряющейся или го-
182
рящей в диффузионном режиме капли от времени, то как характерную
величину для горения капли принимают коэффициент горения
k = —°~~d2-, мм2/с. (10-11)
При горении в воздухе с температурой 800—900°С и скоростях обте-
кания капель до 1 м/с для бензина k—1,3-4-1,5; для керосина k=
= 14-1,3 мм2/с, для мазута и солярового масла значение k приблизи-
тельно такое же. Коэффициент k возрастает с повышением температу-
ры среды и концентрации кислорода, которые приводят к повышению
температуры в зоне горения, а также с ростом скорости обтекания
капли, приводящим к увеличению величины критерия Nu.
Опытные данные совпадают с расчетными данными по диффузион-
ной теории, а также показывают, что формула (10-10) качественно
правильно описывает зависимость выгорания от диаметра капли и па-
раметров среды.
Вместе с тем опытные данные показывают, что горение капель не
всегда диффузионно. С улучшением условий диффузии при уменьшении
размера капель и увеличении скорости их обтекания потоком, т. е. при
переходе к режимам, характеризуемым меньшими значениями критерия
~ с V^KD , v
'Семенова Se=------ (где д, D и ад — соответственно константа ско-
ад
рости реакции, коэффициент молекулярной диффузии и коэффициент
диффузионного обмена), роль горения паров в пределах пограничной
пленки уменьшается и увеличивается количество паров, выносимых
в окружающую среду. При Se->0,4 горением паров в пределах погра-
ничной пленки очень мелких капель можно пренебречь. Выносимые
в газовый объем пары жидкого топлива сгорают по законам горения
газовых смесей.
Большие значения критерия Se-^-oo соответствуют диффузионному
горению паров в пределах пограничной пленки.
При сравнительно крупных каплях увеличивается расстояние от
поверхности капли до зоны горения, вследствие чего роль конвективного
теплообмена с каплей уменьшается и начинает превалировать передача
тепла излучением из зоны горения.
В этом случае тепловой поток, воспринимаемый каплей, согласно
{Л. 30] может быть принят равным
q = q^, (Ю-12)
где — интенсивность излучения диффузионного пламени на поверх-
ности капли.
В § 10-1 было показано, что при горении со свободной поверхности
интенсивность излучения диффузионного пламени не зависит от величи-
ны и формы зеркала испарения. Поэтому значения q^, полученные для
горения со свободной поверхности, могут быть использованы для рас-
чета выгорания капли жидкого топлива. Подставив величину q по
(10-12) в выражение (10-5), получим формулу для расчета времени
выгорания капли
р Юк — to) Сер + Ап]
-------------------------------Го-
(10-13)
7л
Однако процесс горения капли жидкого топлива протекает значи-
тельно сложнее, чем описано выше, и до настоящего времени еще не
создана теория, позволяющая рассчитать продолжительность горения
капли с достаточной точностью.
183
10-3. СЖИГАНИЕ ЖИДКИХ ТОПЛИВ В ФАКЕЛЕ
Так как горение жидких топлив происходит после их испарения
в паровой фазе, то его интенсификация связана с интенсификацией
испарения и смесеобразования. Это достигается за счет увеличения
поверхности испарения путем распыления жидкого топлива на мель-
чайшие капельки и хорошего смешения образовавшихся паров с воздухом
при равномерном распределении мелкодисперсного топлива в нем. Эти
две задачи выполняют, применяя горелки с форсунками, которыми рас-
пыляют жидкое топливо в потоках воздуха, подаваемых в камерную
топку через воздухонаправляющие аппараты горелок.
Рассмотрим вначале горение прямоточного факела жидкого топ-
лива.
Рис. 10-2. Схе.ма факела
жидкого топлива.
Воздух, необходимый для горения, подается в устье форсунки, за-
хватывает тонко распыленное жидкое топливо и образует в топочной
камере неизотермическую затопленную
струю (рис. 10-2). Струя, распространяясь,
нагревается за счет увлечения продуктов
сгорания высокой температуры. Мельчай-
шие капельки жидкого топлива, нагреваясь
благодаря конвективному теплообмену в
струе, испаряются. Нагрев распыленного
топлива происходит также за счет поглоще-
ния ими тепла, излучаемого топочными га-
зами и раскаленной обмуровкой.
На начальном участке и в особенности
в пограничном слое струи интенсивный на-
грев вызывает быстрое испарение капель.
Пары горючего, смешиваясь с воздухом, со-
здают газовоздушную горючую смесь, кото-
рая, воспламеняясь, образует факел.
Таким образом, процесс горения жидкого топлива можно разбить
на следующие фазы: распыление жидкого топлива, испарение и образо-
вание газовоздушной смеси, воспламенение горючей смеси и горение
последней.
Температура и концентрация газовоздушной смеси изменяются по
сечению струи. По мере приближения к внешней границе струи темпе-
ратура повышается, а концентрация компонентов горючей смеси падает.
Скорость распространения пламени в паровоздушной смеси зависит от
состава, концентрации и температуры и достигает максимальной вели-
чины в наружных слоях струи, где температура близка к температуре
окружающих топочных газов несмотря на то, что здесь горючая смесь
сильно разбавлена продуктами сгорания. Поэтому воспламенение в ма-
зутном факеле начинается у корня с периферии и затем распространя-
ется вглубь струи на все сечение, достигая ее оси на значительном
расстоянии Z3.B от форсунки, равном перемещению центральных струй
за время распространения пламени от периферии до оси. Зона воспла-
менения принимает форму вытянутого конуса, основание которого на-
ходится на малом расстоянии от выходного сечения амбразуры горелки.
Положение зоны воспламенения зависит от скорости смеси; зона
занимает такое положение, при котором во всех ее точках устанавли-
вается равновесие между скоростью распространения пламени и ско-
ростью движения. Центральные струи, имеющие наибольшую скорость,
затухают по мере продвижения в топочном пространстве, определяя
184
длину зоны воспламенения местом, где скорость падает до абсолютной
величины скорости распространения пламени.
Горение основной части парообразных углеводородов происходит
в зоне воспламенения, занимающей наружный слой факела небольшой
толщины. Горение высокомолекулярных углеводородов, сажи, свободно-
го углерода и неиспарившихся капель жидкого топлива продолжается
за зоной воспламенения и требует определенного пространства /д, обу-
словливая общую длину факела 1$.
Зона воспламенения 1 делит пространство, занимаемое факелом,
на две области: внутреннюю 2 и наружную 3. Во внутренней области
протекает процесс испарения и образования горючей смеси.
Во внутренней области парообразные углеводороды подвергаются
нагреву, который сопровождается окислением и расщеплением их. Про-
цесс окисления начинается при сравнительно низких температурах —
порядка 200—300°С. При температурах 350—400°С и выше наступает
процесс термического расщепления.
Процесс окисления углеводородов благоприятствует последующему
процессу горения, так как при этом выделяется некоторое количество
тепла и повышается температура, а наличие кислорода в составе угле-
водородов способствует дальнейшему их окислению. Напротив, процесс
термического расщепления является нежелательным, так как образую-
щиеся при этом высокомолекулярные углеводороды сгорают трудно.
Горение углеводородов представляют протекающим по следующей
схеме. -Оно начинается с присоединения ими кислорода с образованием
спиртов и альдегидов. Образующиеся спирты и альдегиды или расщеп-
ляются, или окисляются далее до формальдегида по следующим реак-
циям:
СНзОН + О2->НСНО +Н2О;
СН3СНО + О2->НСНО + СО + Н2О.
Образовавшийся формальдегид в зависимости от избытка кисло-
рода может вступить в одну из трех следующих реакций:
1) при отсутствии кислорода происходит расщепление на водород
и окись углерода
СН2О—>СО -Т Н2;
2) при наличии кислорода — частичное окисление с выделением
продукта полного горения водорода
СН2О + -1- О, — Н,0 4- СО;
3) при большом количестве кислорода происходит полное сгорание
формальдегида
С Н2О 4* О2 = СО2 -Т Н2О.
Отсюда видно, что если предварительное окисление углеводородов
успевает закончиться образованием формальдегидов, процесс горения
пойдет без образования тяжелых углеводородов и, в частности, сажи,
так как даже в случае местного недостатка кислорода могут образо-
ваться лишь Н2 и СО, сравнительно легко и быстро дожигаемые в то-
почном пространстве. Таким образом, окислительные процессы благо-
приятствуют успешному ходу горения углеводородов и поэтому являют-
ся желательными. В таких благоприятных условиях протекает горение
периферийных струй.
185
Распыленное жидкое топливо центральных струй факела при своем
движении во внутренней области до зоны воспламенения находится
в среде, менее насыщенной кислородом, и более длительно пребывает
в этой области. В этих условиях пары углеводородов, обладая опреде-
ленной теплоустойчивостью, продолжают нагреваться до некоторого-
температурного предела, после которого наступает процесс теплового
расщепления. В случае местного недостатка кислорода процесс расщеп-
ления может продолжаться и во внешней зоне. Характер расщепления
главным образом зависит от температуры и в меньшей степени отприро-
ды сжигаемого мазута; при температурах до 500°С сложные углеводороды
расщепляются более симметрично с образованием более мелких моле-
кул; при повышении температуры расщепление происходит все ближе
к концам цепи строения молекул. При температуре 650°С и выше рас-
щепление происходит несимметрично с образованием, с одной стороны,
водорода и простейших углеводородов, а с другой стороны — тяжелых,
сложных углеводородов вплоть до высокомолекулярных углеводородов,
очень богатых углеродом, т. е. кокса или сажи, которые сгорают весьма
трудно.
Из нефтяных топлив в энергетике применяется лишь мазут. Мазут
представляет собой остаток от перегонки нефти при температуре поряд-
ка 300°С, но ввиду того, что процесс перегонки происходит не полно-
стью, мазут при температурах ниже 300°С еще выделяет некоторое ко-
личество паров более легких погонов. Поэтому при входе распыленной
струи мазута в топку и постепенном нагревании часть его превращается
в пары, а часть еще может находиться в жидком состоянии даже при
температуре порядка 400°С.
Поэтому при сжигании мазута необходимо способствовать проте-
канию окислительных реакций и всемерно препятствовать термическому
разложению при высоких температурах. Для этого весь воздух, необхо-
димый для горения, следует подавать в корень факела. В этом случае
наличие большого количества кислорода во внутренней области будет,
с одной стороны, благоприятствовать окислительным процессам, а с дру-
гой— понижать температуру, что обусловит расщепление молекул угле-
водородов более симметрично без образования значительного количест-
ва трудно сжигаемых высокомолекулярных углеводородов.
Смесь, получающаяся при сжигании мазута, содержит паро- и га-
зообразные углеводороды, жидкие более тяжелые погоны, а также
твердые соединения, образующиеся в результате расщепления углеводо-
родов (т. е. все три фазы — газообразную, жидкую и твердую). Паро- и
газообразные углеводороды, смешиваясь с воздухом, образуют горючую
смесь, горение которой может протекать по всем возможным способам
горения газов. Аналогично сгорает и СО, образовавшийся при горении
жидких капель и кокса.
В факеле зажигание капель осуществляется за счет конвективного
нагрева; вокруг каждой капли устанавливается зона горения. Горение
капли сопровождается химическим недожогом в виде сажи и СО. Кап-
ли высокомолекулярных углеводородов при горении дают твердый оста-
ток— кокс.
Образующиеся в факеле твердые соединения — сажа и кокс сгора-
ют так же, как происходит гетерогенное горение частиц твердого топли-
ва. Наличие накаленных частиц сажи обусловливает свечение факела.
Свободный углеводород и сажа в среде с высокой температурой
при наличии достаточного количества воздуха могут сгореть. В случае
же местного недостатка воздуха или недостаточно высокой температуры
186
они сгорают не полностью с определенной химической неполнотой го-
рения, окрашивая продукты сгорания в черный цвет — коптящий факел.
Зона догорания газообразных продуктов неполного сгорания и
твердых частиц, следующая за зоной горения, увеличивает общую дли-
ну факела /ф.
Химический недожог, характерный для горения жидких топлив со
свободной поверхности при сжигании их в факеле, соответствующими
режимными мероприятиями может и должен быть сведен практически
к нулю.
Таким образом, для интенсификации сжигания мазута необходимо
хорошее распыление. Предварительный подогрев воздуха и мазута спо-
собствует газификации мазута, поэтому будет благоприятствовать за-
жиганию и горению. Весь воздух, необходимый для горения, следует
подавать в корень факела. При этом рациональной конструкцией воз-
духонапр являющего устройства горелки, правильной установкой фор-
сунки и соответствующей конфигурацией амбразуры горелки необходи-
мо обеспечить хорошее перемешивание распыленного топлива с возду-
хом, а также перемешивание в горящем факеле и в особенности в ко-
нечной его части. Температура в факеле должна поддерживаться на
достаточно высоком уровне и для обеспечения интенсивного завершения
процесса горения в конце факела должна быть не ниже 1000—1050°С.
Факелу должно быть обеспечено достаточное пространство для
развития процесса горения, так как в случае соприкосновения продук-
тов сгорания (до завершения процесса горения) с холодными поверх-
ностями нагрева парогенератора температура может настолько пони-
зиться, что содержащиеся в газах недогоревшие частицы сажи и свобод-
ного углерода, а также высокомолекулярные углеводороды не смогут
гореть.
Процесс горения нефтяного факела в закрученной струе протекает
аналогично рассмотренному случаю при прямоточной струе. При закру-
ченном движении на оси струи создается зона разрежения, вызываю-
щая приток горячих продуктов сгорания к корню факела. Это обеспечи-
вает устойчивое зажигание.
10-4. РАСПЫЛЕНИЕ ЖИДКИХ ТОПЛИВ
Использование центробежного эффекта в механических и вращаю-
щиеся форсунках (см. § 11-1, рис. 11-1 и 11-8) приводит к разрыву
сплошного потока. Жидкость внутри выходного канала форсунки при-
нимает форму полого цилиндра, заполненного парами и газами. Из
сопла вытекает эмульсия, образуя жидкую пленку в виде раскрываю-
щегося гиперболоида. В направлении движения сечение гиперболоида
увеличивается, а пленка жидкости утоньшается, начинает пульсировать
и, наконец, распадается на быстродвижущиеся капельки, которые в по-
токе подвергаются дальнейшему измельчению.
В паровых форсунках (см. § 11-1, рис. 11-7) первичное дробление
производится за счет кинетической энергии пара, истекающего из сопла
форсунки. Капли первичного дробления приобретают скорость паровой
струи, обычно соответствующую критической скорости.
Движущаяся капля подвергается давлению газовой среды. Среда
стремится расплющить и раздробить каплю. Давление среды на дви-
жущуюся в ней каплю определяется силой трения среды Р на лобовое
187
сечение капли F:
(Ю-14)
Пренебрегая силой тяжести и рассматривая лишь действие среды,
получаем, что сила трения:
р=ф^рГ2. (10-15)
В формуле:
ф— коэффициент сопротивления среды;
р — плотность среды;
W — относительная скорость капли по отношению к окружающей
среде.
Тогда давление на единицу лобового сечения капли
Р1 = фр1^2. (10-16)
Поверхностное натяжение придает частице сферическую форму и
тем самым сохраняет ее. Давление, испытываемое шаровой каплей под
действием поверхностного натяжения, составляет?
Р2=Ц-. (Ю-17)
В формуле:
о— коэффициент поверхностного натяжения жидкости, Н/м;
г—радиус капли, м.
Дробление капли жидкого топлива на более мелкие происходит
тогда, когда pi>p2, а максимальный размер капли получается при
условии:
pi = p2 (10-18)
и составляет:
—
ФрГ2'
(10-19)
Согласно данным ВТИ при обычно применяющемся нагреве мазу-
та до 80—90° можно принять коэффициент поверхностного натяжения
о = 0,03 Н/м. Коэффициент сопротивления ф зависит от числа Рейнольд-
са и в пределах Re = 103—105 составляет 0,2.
Подставляя численные значения о и ф в формулу (10-19), получа-
ем, что максимальный радиус капли г, мм,
г=^-. (10-20)
Из формулы (10-19) следует, что тонкость распыления зависит от
величины поверхностного натяжения, плотности среды и скорости. Так
как для нефтепродуктов поверхностное натяжение уменьшается с воз-
растанием температуры, то тонкость распыления при этом возрастает.
Тонкость распыления значительно увеличивается и с возрастанием ско-
рости.
Обобщением результатов экспериментальных исследований мето-
дом теории подобия была получена следующая функциональная зави-
симость для среднего размера капель жидкости при воздушном и паро-
вом распылении [Л. 31]:
4r = f(-^; (10-21)
В формуле:
d — средний диаметр капель, мм;
188
D — характерный геометрический размер форсунки (см. на рис,
10-3), мм;
ц— коэффициент вязкости жидкости, Н-с/м2;
рж — плотность жидкости, кг/м3;
<г — коэффициент поверхностного натяжения, Н/м;
рг — плотность газа, кг/м3;
W— относительная скорость между воздухом и жидкостью, м/с.
Критерий р,2/рж(у£) характеризует соотношение сил вязкости^
инерционных сил и поверхностного натяжения, а критерий p>rW2DI$—
отношение инерционных сил воздушного пото-
ка к силам поверхностного натяжения.
При малых значениях сил вязкости жид-
кости по сравнению с инерционными силами
и силами поверхностного натяжения первым
критерием можно пренебречь, тогда зависи-
мость (10-21) упрощается и принимает вид:
Х = (10-22)
Обработкой опытных данных по зависимо-
сти (10-22) получено, что с увеличением вели-
чины критерия рг1Р£)/о относительный размер
капли d/D уменьшается. Это означает, что рас-
пыление улучшается с увеличением скорости
истечения распыливающей среды, плотности
газовой среды и с уменьшением поверхностно-
го натяжения жидкости.
При распылении жидкости центробежны-
ми механическими форсунками была получена
среднего размера капель в следующем виде:
Рис. 10-3. К определению
геометрической характери-
стики механической центро-
бежной форсунки.
в [Л. 32] зависимость для
d _ К
de Л°»6П°>1Ре0»7 '
(10-23)
В формуле:
d — средний массовый диаметр капель распыленной жидкости;
dc — диаметр сопла форсунки;
К — константа;
л (D — dr) de .
А = -— геометрическая характеристика форсунки, размеры
которой обозначены на чертеже (рис. 10-3), характеризующая отноше-
ние окружной составляющей скорости жидкости к осевой;
п — число подводящих каналов форсунки;
П = и Re = — критерии подобия.
Из соотношения (10-23) следует, что при механических форсун-
ках распыление улучшается с уменьшением вязкости, коэффициента
поверхностного натяжения, диаметра сопла и увеличением относитель-
ной скорости потока.
Влияние двух последних факторов выражается законом:
d2’55
(10-24)
Учет разобранных выше закономерностей позволяет рационально
организовать распыление жидкого топлива перед его сжиганием.
189
ГЛАВА ОДИННАДЦАТАЯ
ТОПОЧНЫЕ И ГОРЕЛОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА
ДЛЯ СЖИГАНИЯ ГАЗОВ И МАЗУТА
Мазут в качестве основного топлива применяют на электростан-
циях, расположенных в районах добычи нефти. В этих случаях прихо-
дится сжигать и природный нефтяной газ, сопутствующий добыче неф-
ти. Мазут также применяют в качестве резервного топлива на электро-
станциях, работающих на природном газе, и в качестве растопочного на
станциях с твердым топливом при его пылевидном сжигании.
Электростанции обычно являются буферным потребителем природ-
ного газа. В связи с этим топки электростанций обычно сооружаются
как газопылевые или газомазутные и снабжаются комбинированными
газопылевыми или газомазутными горелками.
Обычно газомазутные топки парогенераторов и сами горелки вы-
полняют с расчетом их работы на мазуте и на природном газе с воз-
можностью сжигания этих топлив как в отдельности, так и совместно.
(Пример газопылевой горелки для топки с молотковыми мельницами
показан на рис. 19-5.)
11-1. МАЗУТНЫЕ ФОРСУНКИ
Горение жидких топлив происходит после их испарения в основ-
ном в паровой и газовой фазах, поэтому интенсификация сжигания
мазутов связана с интенсификацией испарения, газификации и смесе-
образования. Испарение интенсифицируется путем сильного увеличе-
ния поверхности испарения распылением жидкого топлива на мелкие
капельки. Равномерным распределением мелкодисперсного топлива
в турбулизированных потоках воздуха обеспечивается хорошее смеше-
ние образующихся паров с воздухом. Поэтому распыление жидкого
топлива производится в завихренных потоках воздуха, поступающих
в камеру через воздухонаправляющие аппараты горелок.
Распыление — сложный комплекс физико-химически^ процессов.
Для распыления жидкого топлива применяют форсунки. По способу
распыления форсунки разделяют на механические, вращаю-
щиеся (ротационные), паровоздушные (пневматические) высо-
кого давления и воздушные (вентиляторные) низкого дав-
ления.
В механических форсунках высокой производительности (рис. 11-1)
и средней производительности (рис. 11-2) мазут, подаваемый насосом,
поступает через штуцер 1 в ствол 2 и направляется к распыливающей
головке форсунки.
Форсунка состоит из корпуса 3, к которому накидной гайкой 4
прижимаются два (рис. 11-1) или три (рис. 11-2) специальных диска.
Мазут поступает в отверстия распределительного диска 5, далее по тан-
генциальным каналам завихривающего диска 6 попадает в вихревую
камеру и с большой скоростью и сильным завихрением продавливает-
ся через отверстие диска 6 (рис. 11-1) или насадка 7 (рис. 11-2). Под-
вергаясь одновременно воздействию осевой и центробежной силы,
струйка мазута вытекает из отверстия насадка под некоторым углом и
при своем движении образует поверхность в виде однополостного гипер-
болоида с кольцевым сечением, что способствует распылению мазута
(см. § 10-4).
190
Рис. 11-1. Механическая форсунка высокой производительности
(ОСТ 24.836.01).
/ — штуцер; 2 — ствол; 3 — корпус; 4 — накидная гайка; 5 — распределительный диск
в — завихривающий диск; 8 — медная прокладка.
ФЗЗ
Рис. 11-2. Распиливающая головка форсунки механического распыления средней про-
изводительности.
3 — наконечник; 4 — накидная гайка; 5 — распределительный диск; 6 — завихривающий диск;
7 — насадка.
191
Таблица 11-1
Характеристики форсунок механического распыления высокой
производительности
Обозначе- ние Производи- тельность, кг/ч, при давлении топлива, кгс/см2 Размеры завихривающего диска (поз. 6), мм Размеры накидной гайки (поз. 4), мм Размеры распре- делительного диска (поз. 5)
20 35 d ном 6?2 ds d4 ^5 ^ном d di d 2 D 5 di d2 ds di n, шт.
ФМ852500 ФМм3000 1900 22j0 2500 3000 6,9 7,5 13,2 13,2 22X* 33 9,0 10,0 29 29 2,2 2,2 33 40 22 M39X2 46 24 29 5 33 8
ФМ883500 ФМ854000 ФМ865000 ФМ8в6000 2600 3000 3800 4500 3500 4000 5000 6000 8,3 8,7 9,1 9,5 14,2 15,0 17,0 18,0 28Х< 38 11,0 12,0 13,0 14,0 35 35 35 35 2,5 2,5 3,0 3,0 39 49 28 M48X2 55 30 35 5 38 10
ФМ8,7000 ФМм8000 ФМ859000 ФМ8810 ООО 5300 6000 7000 7500 7000 8000 9000 10000 10,0 12,0 12,5 12,8 17,7 18,5 19,5 21,0 28Xt 41 13,8 15,8 16,0 17,0 37 37 37 37 3,5 3,5 3,5 4,0 41 49 28 M48X2 55 32 37 5 41 10
Форсунка чугунной оправой крепится к крышке регистра, устанав-
ливаемого у амбразуры горелки и служащего для завихрения воздуха.
Форсунки нормализованы по конструкции и типоразмерам. Детали
форсунок выполняются в основном одинаковыми, кроме распыливаю-
щих элементов. Последние отличаются величиной проходных сечений
и числом завихривающих каналов. Типоразмеры и характеристики фор-
сунок высокой производительности в зависимости от давления мазута
перед форсункой даны в табл. 11-1, а средней производительности для
парогенераторов средней и малой мощности — в табл. 11-2.
Таблица 11-2
Характеристика форсунок механического распыления
средней производительности (рис. 11-2)
Обозначение форсунок dc, мм D3 .к* мм а, мм Ь, мм Произ вод ите льность при вязкости мазута 3—4,5° ВУ и давлении 1,96 МПа (20 кгс/см2)
ОН 547-01 2,5 9 2 3,0 0,122
ОН 547-02 3,5 11 2 3,0 0,167
ОН 547-03 4,5 12 2 3,0 0,236
ОН 547-04 5,0 13 2 3,0 0,317
ОН 547-05 6,0 13 2 3,2 0,423
ОН 547-06 7,0 13 2 3,4 0,514
Производительность механической форсунки зависит от размера
сопла, давления и вязкости распыливаемой среды.
Производительность форсунки при давлении мазута, отличающемся
от указанного в таблицах, может быть определена по соотношению
В = кг/с. (11-1)
В формуле:
рн, Ва— давление и производительность (по табл. 11-1 и 11-2);
р — рабочее давление мазута.
Для обеспечения достаточной текучести по трубопроводам и улуч-
шения распыления мазут перед форсункой должен иметь вязкость
192
3—4° ВУ, для чего мазут подогревают до 80—100°С в открытых баках.
Вязкие мазуты подогревают до 110—130°С в закрытых баках. Темпе-
ратура подогрева мазута не должна превышать температуру его кипе-
ния, так как вскипание недопустимо. При вскипании и образовании
газовой фазы могут возникнуть пульсации в мазутопроводах, форсунках
и в факеле. Вскипание недопустимо и по условиям пожарной безопас-
ности.
К достоинствам механических форсунок относится высокая эконо-
мичность сжигания, достигаемая хорошим распылением и тем, что рас-
ход энергии на создание давления мазута перед форсунками относи-
тельно небольшой и значительно меньше, чем расход энергии при паро-
вом и воздушном распылении. При давлении мазута 3,5—4 МПа (35 —
40 кгс/см2) расход энергии не превышает 0,1% мощности парогенера-
тора (не более 1 кВт-ч на тонну мазута). Бесшумность распыления
при помощи механических форсунок обеспечивает благоприятные усло-
вия для работы эксплуатационного персонала.
Однако механические форсунки требуют установки топливных на-
сосов и повышенной плотности мазутопроводов. Недостатками этих
форсунок является возможность засорения распылителей и небольшие
пределы регулирования их производительности. Для удаления механи-
ческих примесей, могущих вызвать засорение канала распылителя ме-
ханически^ форсунок и ухудшить условия работы топливных насосов,
в мазутном хозяйстве предусматривают последовательно включенные
фильтры грубой и тонкой очистки.
Механические форсунки нормально работают в небольших преде-
лах регулирования нагрузки. Регулировать производительность меха-
нических форсунок можно изменением начального давления мазута
(качественное регулирование) или изменением проходного сечения рас-
пылителя (количественное регулирование). Первый способ не эффекти-
вен, так как снижение давления против расчетного ухудшает качество
распыла. Второй способ более рационален, так как скорость истечения
мазута из распылителя сохраняется близкой к оптимальной. Однако
значительно усложняется конструкция форсунки при относительно не-
большом изменении проходного сечения распылителя и поэтому при-
меняется редко.
Рекомендуется минимальное давление мазута перед механически-
ми форсунками устанавливать не ниже 1,0 МПа (10 кгс/см2) при вяз-
кости топлива не выше 3°ВУ. По ^характеристикам отечественного обо-
рудования (насосов) максимальное давление мазута перед форсунками
«оставляет 4,0 или 5,5 МПа (40 или 55 кгс/см2).
Вследствие того что уменьшение производительности форсунки со-
гласно формуле (11-1) достигается за счет квадратичного снижения
давления, диапазон качественного регулирования механических форсу-
нок не выше 50%. Из-за ухудшения условий перемешивания мазута
с воздухом и в связи со значительным изменением его скорости
в ряде случаев этот диапазон сокращается до 30%. В горелках
-с двухпоточной подачей воздуха, позволяющей поддерживать скорость
воздуха на высоком уровне, диапазон качественного регулирования со-
ставляет 50%.
Регулирование производится также отключением части форсунок
без изменения давления перед работающими форсунками. Но на паро-
генераторах большой мощности, обычно оборудуемых форсунками вы-
сокой производительности, отключение части форсунок может вызвать
тепловой перекос в топке. Поэтому для обеспечения достаточно гибкой
33—541 193
регулировки нагрузки на парогенератор устанавливают несколько ме-
ханических форсунок с нерегулируемым сечением распылителей (от 2
до 20 шт.) с суммарной расчетной производительностью по мазуту, рав-
ной НО—120% от расхода при номинальной паропроизводительности, и
регулирование производят изменением давления до его минимального
значения по условиям распыления, т. е. 1,2—2 МПа (12—20 кгс/см2),
в пределах 100—70%.
Механические форсунки используются на парогенераторах средней
и большой паропроизводительности, для которых мазут является основ-
ным или постоянным дополнительным топливом.
Рис. 11-3. Механическая форсунка с ре-
циркуляцией.
1 — центральный ствол; 2 — распределитель-
ная шайба; 3—распыливающая шайба; 4—
наконечник; 5 — кольцевой канал для рецир-
куляции мазута.
Рис. 11-4. Головка двухпоточной меха-
нической форсунки.
1 — сопловая шайба; 2 — основной поток мазу-
та; 3 — дополнительный поток мазута; 4 — за-
вихритель.
Для более глубокого "регулирования производительности применя-
ют форсунки специальных конструкций: механические с рециркуляцией
мазута, двухпоточные, паромеханические и ротационные.
В механических форсунках с рециркуляцией
(рис. 11-3) мазут подается через центральный ствол 1, проходит рас-
пределительную 2 и распыливающую 3 шайбы и через отверстие нако-
нечника 4 распыливается в топку. Из камеры завихрения часть мазута
через кольцевой канал 5 возращается в приемный трубопровод топлив-
ного насоса. Изменением давления в сливной линии изменяется коли-
чество возвращаемого мазута и тем самым регулируется производи-
тельность форсунки. При уменьшении давления из-за увеличения ре-
циркулируемой части мазута производительность форсунки падает,
а с увеличением давления — увеличивается.
С большим диапазоном регулирования работает двухпоточная
механическая форсунка (рис. 11-4). В завихритель мазут
поступает двумя потоками —один из них (2) не регулируется и являет-
ся основным для обеспечения необходимой степени крутки, регулирова-
ние производится за счет изменения расхода во втором, дополнитель-
ном потоке (3). С учетом допустимого снижения давления в основном
контуре диапазон регулирования составляет 100—30%.
Пар о механическая форсунка двухканальная
(рис. 11-5): один канал для подачи мазута, другой — пара. Мазутный
канал напоминает механическую форсунку. При большой нагрузке
форсунка работает как чисто механическая: мазут, подаваемый по цен-
тральному каналу, последовательно проходит через механический
завихритель и насадку. При малой нагрузке, при которой механическое
194
распыление не получает требуемого качества, используется также
и пар. Последний через паровой канал проходит систему отверстий
в корпусе форсунки и поступает в паровой завихритель, далее, встре-
чаясь с потоком мазута, распыливает его по выходе из насадка. Диа-
пазон регулирования этой форсунки 100—20%.
Рис. 11-5. Паромеханическая форсунка.
Ротационная форсунка. На рис. 11-6 показана конструктивная схе-
ма распиливающей головки ротационной форсунки. Мазут под давле-
нием 0,12—0,13 МПа (1,2—1,3 кгс/см2) через полый вал 1 и ряд отвер-
стий в распределителе 2 поступает на распиливающую чашу 3, которая
жестко соединена с валом. При вращении с частотой 600—700 об/мин
•с края чаши стекает непрерывная пленка
жидкого топлива. Воздух, нагнетаемый
компрессором 4, находящимся на том же
валу, с большой скоростью проходит че-
рез кольцевой зазор между вращающей-
ся чашей и неподвижным корпусом 5.
Под влиянием трения о стенки рас-
пиливающей чаши и центробежных сил
частицы жидкого топлива двигаются по
спиральным траекториям. На выходе из
чаши действие центростремительных сил
Рис. 11-6. Распиливающая голов-
ка ротационной форсунки.
1 — полый вал; 2 — распределитель;
3 — распиливающая чаша; 4 — воз-
душный компрессор; 5 — корпус.
от стенок распылителя прекращается и
частицы движутся с большой скоростью
по касательным к их прежним траекто-
риям, образуя жидкую пленку. Воздух,
истекая из кольцевого зазора, повышает
устойчивость пленки и способствует ее утоньшению. По мере движения
пленка все утоньшается и распадается на мелкие капельки. Качество
распыления мало зависит от вязкости мазута и удовлетворительно при
вязкости до 13°ВУ. Отверстия увеличенного размера менее подвержены
засорению, поэтому форсунка не требует высокой степени очистки мазу-
та. Качество распыла сохраняется в диапазоне от 20 до 100% номи-
нальной производительности.
Ротационные форсунки нашли применение в судовых топочных
устройствах и в промышленной теплотехнике. В настоящее время раз-
рабатываются более мощные форсунки, производительностью до
0,85 кг/с, для крупной энергетики.
Мазутная форсунка парового распыления (рис. П-7). Пар под
давлением 0,5—2,5 МПа (5—25 кгс/см2) проходит по внутренней трубе,
заканчивающейся расширяющимся соплом 2; мазут поступает по коль-
цевому каналу; струя пара, вытекающая из расширяющееся сопла со
скоростью до 1000 м/с, захватывает мазут, вытекающий из кольцевого
канала, и через диффузор 3 поступает в топку.
13*
195
В паровых форсунках первичное дробление производится за счет
кинетической энергии пара, истекающего из сопла форсунки. Частицы
первичного дробления приобретают скорость паровой струи, обычно
соответствующую критической скорости, при которой значительным
сопротивлением воздуха они раздробляются на мельчайшие капельки.
Из-за больших скоростей истечения при использовании паровых фор-
сунок достигается более тонкое распыление, чем при применении меха-
нических. Насадка применяется для сжигания мазута с коротким факе-
лом. Типоразмеры и основные характеристики паровых форсунок приве-
дены в табл. 11-3.
Рис. 11-7. Мазутная форсунка парового распыления (ОСТ 24.836.04).
1— штуцер; 3— сопло; 3 — диффузор; 4 — насадка; 5 —фланец.
Паровые форсунки конструктивно проще, чем механические. Значи-
тельно проще и их обслуживание. Мазут к ним поступает под неболь-
шим давлением — 0,2—0,5 МПа (2—5 кгс/см2). Для работы в условиях
ограниченного перепада давления и малых скоростей подачи канал
форсунки для мазута выполняется прямоточным сравнительно большо-
го сечения. Канал легко продувается паром и не засоряется даже при
отсутствии фильтров, что наряду с простотой конструкции паровой
форсунки и схемы в целом обеспечивает их высокую надежность
в работе.
Это обстоятельство позволяет выполнять паровые форсунки со зна-
чительно меньшей производительностью, чем механические, и снабжать
ими парогенераторы меньшей мощности.
196
Пределы регулирования нагрузки паровых форсунок шире, чем
у механических, что имеет существенное значение при их использова-
нии на парогенераторах малой мощности, работающих обычно с пере-
менным графиком паровой нагрузки.
Недостатком паровых форсунок является большой расход пара на
распыление, составляющий порядка 2% всего пара, вырабатываемого
парогенератором. Сильный шум, сопровождающий работу форсунки,
отрицательно влияет на эксплуатационный персонал.
Паровые форсунки применяют преимущественно на промышленных
парогенераторах, работающих на мазуте в качестве основного топлива.
На электростанциях паровые форсунки применяют как растопочные.
При включении паровой форсунки в работу вначале включают пар,
а затем подают мазут. При отключении сначала прекращается подача
мазута, а затем отключается пар. Вязкость мазута, обеспечивающая
нормальную работу паровой форсунки, —6—7° ВУ.
Форсунки воздушные (вентиляторные) низкого давления находят
очень ограниченное применение, в основном в
Распыление происходит за счет распада
промышленных печах.
Рис. 11-8. Центробежная тан-
генциальная форсунка.
внутри канала при течении через проходное
узкое сопло, механического воздействия рас-
пылителя на струю топлива, разрушающего
ее под влиянием сил трения, местного паро-
образования и вскипания под влиянием ка-
витации.
В центробежных механических форсун-
ках с тангенциальным завихрителем (рис.
П-8) и завихривающим диском, работаю-
щих при больших перепадах давления
в струе 0,8—2 МПа (8—20 кгс/см2), по-
ток жидкого топлива интенсивно закручи-
вается и затем продавливается через
малое отверстие сопла. В этих условиях жидкое топливо подвергается
распаду. Вследствие кавитации в струе возникают пузырьки пара, вы-
зывающие пульсации потока с большой частотой, сопровождающейся
усилением распространения кавитации на всю массу струи.
Использование центробежного эффекта в механических и вращаю-
щихся форсунках приводит к разрыву оплошного потока. Жидкость
внутри выходного канала принимает форму полого цилиндра, а истекая
из сопла, образует пленку, принимающую форму гиперболоида, кото-
рая при утонении распадается на капельки, подвергающиеся дальней-
шему измельчению в потоке (элементарная теория распыления приве-
дена в § 10-4).
Истечение жидкости из сопла происходит через кольцевое сечение с действитель-
ной скоростью
И>пр
w = •-----.
(11-2)
В формуле:
йУпр — приведенная скорость потока, рассчитанная на полное сечение сопла, м/с;
/2
<? = 1 — — — коэффициент живого сечения сопла;
г — внутренний радиус кольцевого сечения вытекающего из сопла потока жидко-
сти, м;
г с — радиус сопла, м.
197
Характеристики форсунок парового
Обозначе- ние фор- сунки Производительность, кг/ч, при избыточном давлении пара (кгс/сма) Размеры диффузор
4 7 10 13 16 20 25 d dx di dz dx I lx lx
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
Длинно- факель- ные ФПД125 60 100 125 9 25 32 37 44 14 95 39 12
ФПдЗОО — — — 175 200 250 300 12 25 32 37 44 14 95 39 12
ФПд240 115 175 240 — — — —
ФПд540 — — — 300 365 440 500
ФПд560 175 275 370 470 560 — —
•ФПД535 240 390 535 — — — —
ФПд500 325 500 — — — —
ФПд650 — 275 370 470 560 675 850 12 36 44 49 58 22 100 44 15
ФПД1225 — 390 535 675 850 1000 1225 15 36 44 49 58 22 100 44 15
ФПд1650 — 500 700 900 1050 1350 1650
ФПД1425 — 675 925 1175 1425 —- — 20 36 44 49 58 22 100 44 15
ФПд1800 — 850 1175 1500 1800 — —
Коротко- факель- ные ФПК125 Насадка 60 01 100 01 125 01 — — — — 9 25 32 37 44 14 95 39 12
ФПк300 Насадка — — — 175 02 200 02 250 02 300 02 12 25 32 37 44 14 95 39 12
ФПк240 Насадка 115 0,1 175 03 240 02 — — — —
ФПк540 Насадка — — — 300 03 365 03 440 03 540 04
ФПк560 Насадка 175 02 275 03 370 03 470 04 560 04 —• —
ФПК535 Насадка 240 03 390 03 535 04 — — — —
ФПк500 Насадка 325 03 500 04 — — — — —
ФПк650 Насадка — 275 05 370 05 470 05 560 05 675 06 850 06 ^12. 35 44 49 58 22 100 44 15
ФПК1225 Насадка — 390 05 535 05 675 06 820 06 1000 07t 1225 07
ФПк1650 Насадка — 500 05 700 06 900 06 1050 07 1350 07 1650 08
198
Т а блица 11-3
распыления (OCT 24836-04)
(поз. 3), мм Размеры сопла, (поз. 2), мм
- h D S d di cfj </з dt d6 de d7 D n, ШТ. i
18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34
6 41 3 4 5 6 7 12 8 15 32 21 4 14,5 M16X1 8 10 20 15 25 20 20 15 95 6 8
6 М36Х2 41
7 М48Х2 50 5 20 12 25 44 31 5 14,8 M22X1.5 12 30 35 ' 40 55 8 10
7 М48Х2 50 6 7
7 М48Х2 50 8 9 45 50
6 М36Х2 41 3 4 5 6 7 12 8 15 32 21 4 14,5 M16X1 8 10 20 15 25 20 20 15 35 6 8
6 М46Х2 41
7 М48Х2 50 5 6 7 20 12 25 44 31 5 19,8 M22X1.5 12 15 55 8 10
109
Обозначе- ние фор- сунки Производительность, кг/ч, при избыточном давлении пара (кгс/см2) Размеры диффузора,
4 7 10 13 16 20 25 d Дз dt 'А 1 h
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17
ФПК1425 Насадка — 675 05 925 07 1175 07 1425 08 — — 15 36 44 49 58 22 100 44 15
ФПк1800 Насадка — 850 05 1175 07 1500 07 1800 08 — —
Размеры насадки
Обозначение d п, шт. D Z>i R L
01 3 5 М36Х2 42 37 21 Г20
02 4
03 5 6
04 6
По теории центробежной форсунки, разработанной Г. Н. Абрамовичем [Л. 33],
секундный расход жидкости определяется по формуле
В' = Fctt’np = P*oFc
, М3/'
(11-3)
В формуле:
F=яг2с — площадь выходного сечения сопла, м2;
Цо— теоретический коэффициент расхода;
р—полное давление среды перед форсункой, МПа;
р — плотность, кг/м3.
Из формулы (11-3) следует, что для заданной конструкции производительность
механической форсунки прямо пропорциональна d2c и V~p~-
Для идеальной жидкости теоретический коэффициент расхода центробежной фор-
сунки определяется ее безразмерным геометрическим параметром
. ЯйГс
и коэффициентом живого сечения ф.
В формуле:
Ro=Rs.h—Гвх— радиус завихривания;
Rs.k — радиус завихривающей камеры;
/"вх — эквивалентный радиус входных каналов форсунки.
Зависимость теоретического коэффициента расхода от А и р выражается фор-
мулой
= 1/J_‘ JL-’ (1М)
f <р2 + 1----<[>
где
К <?3/2
(П-5)
200
Продолжение табл. 11-3
(поз. 3), мм Размеры сопла, (поз. 2), мм
1» D S d А da da df. ds dt d, D nt ШТ. i »i it
18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34
7 50 8 9 20 12 25 44 31 5 19,8 М22ХП5 12 15 55 8 10
(поз. 4), мм
Обозначение d n, HIT. D Di Da R L
05 5 5 M48X2 54 49 27 150
06 6 6
07 08 7
9
В этом случае коэффициент расхода выражается через коэффициент живого се-
чения
|л0 — 2___<р' (Н-6)
По Г. Н. Абрамовичу угол распыления струй приближенно определяется из выра-
жения
(I — <?) ИГ
а = 2 arctg----k . (11-7)
Экспериментальная проверка указанных зависимостей показала, что совпадение
теоретических данных с опытными имеет место только в довольно узких пределах.
Для мощных центробежных форсунок разной конструкции теоретическая зависимость
p.o=f(A) нарушается.
Опыт показывает, что коэффициент расхода механической форсунки зависит от
размера сопла, давления и вязкости распиливаемой среды и качества изготовления
деталей форсунки.
Действительный коэффициент расхода равен:
0,64}Xq’03
(П-8),
где v — вязкость мазута перед форсункой, м2/(с-106).
Кривые распределения капель по фракциям подчиняются статистической зависи-
мости Розина — Раммлера:
I d \т
/?=100<? , (11-9);
В формуле:
Р— относительная масса капель (%), размеры которых превышают d;
d — диаметр капли;
20 L
л « - 1°° \
«ср — средний диаметр капель, соответствующий R — — = 36,8 %;
т=2— коэффициент распределения капель по фракциям.
Безразмерный диаметр капли распыленной жидкости, dm, м,
(u.rc)°’sv0»4
7 /> • (11’10)
)
Для построения кривой распределения капель по фракциям используется соот-
ношение:
100
1п^-. (11-11)
Для форсунок большой производительности можно принимать следующие конст-
руктивные зависимости:
относительный радиус камеры завихривания /?3.к/гс = 2,0-5-2,5;
относительная высота входных каналов Ь[гс — 0,7-5-1,2;
относительный эквивалентный радиус входных каналов ГвхЛс = 0,9-ь 1,2;
пг2вх
ширина входных каналов а = —— , где число каналов п = 3 ч- 6.
Степень совершенства форсунки оценивается по средней тонкости
и однородности распыления, которые она может обеспечить.
Помимо конструктивных характеристик самих форсунок, тонкость
распыления зависит от скорости выброса струи топлива из распылите-
ля, плотности среды, вязкости, плотности и поверхностного натяжения
топлива. Поэтому улучшение распыления достигается:
а) при механическом распылении — за счет повышения давления
топлива перед форсункой;
б) при паровом и воздушном распылении — за счет повышения
скорости истечения струи распыливающего агента;
в) подогревом топлива перед распылением, что снижает его вяз-
кость и поверхностное натяжение.
11-2. ГОРЕЛОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА ДЛЯ СЖИГАНИЯ ГАЗОВ
И МАЗУТА
Газовые горелки подразделяются на горелки для высококалорий-
ных (природных) и низкокалорийных (доменных и др.) газов. В первом
случае в горелке газ должен быть перемешан с воздухом, которого по
массе примерно в 10 раз, а по объему с учетом его подогрева в 20—
25 раз больше. При этом для исключения возможности термического
разложения высококалорийные природные газы, содержащие высоко-
молекулярные углеводородные соединения, предварительно не по-
догревают.
Горелки для природного газа подразделяют на две основные груп-
пы: с закрученным вводом воздуха и прямоточные.
Ввиду того что для сжигания мазута преимущественно исполь-
зуются горелки с закрученным вводом воздуха, этот тип горелок полу-
чил широкое распространение в виде комбинированных газомазутных
горелок. Горелки с закрученным вводом воздуха могут быть исполь-
зованы и как чисто газовые, но в этом случае мазутная часть конструк-
ции не выполняется.
Низкокалорийные газы менее подвержены термическому разложе-
нию, а расход их соизмерим с количеством воздуха, подаваемого для
горения. Поэтому целесообразно наряду с воздухом предварительно
202
сжигания природного
прямоточной горелке
, Воздух
Рис. 11-9. Прямоточная горелка для
природного газа.
/ — короб; 2—амбразура: 3 — газовые кол-
лекторы.
подогревать низкокалорийный газ. Соизмеримость объемов низкокало-
рийных газов и воздуха, подаваемых в горелку, обусловливает прин-
ципиальное различие в конструкции горелок для низкокалорийных и
природных газов.
Прямоточные горелки для
газа конструктивно просты. В щелевой
(рис. 11-9) воздух через короб 1, в ко-
тором установлены направляющие ли-
сты, (поступает в амбразуру 2, выпол-
ненную в виде вертикальной щели.
Газ поступает по вертикальным кол-
лекторам 3 и через расположенные на
них два ряда сопл мелкими струями .
вытекает в воздушный поток. Для обе- I
спечения хорошего смешения газа fl
с воздухом сопла выполнены двух раз-
меров. По направлению движения воз-
духа сначала установлены сопла с
большим диаметром, а потом — с мень-
шим. По истечении газа из сопл начи-
нается его смешение с воздухом, кото-
рое продолжается и завершается в фа-
келе. Скорость выхода газовоздушной
смеси из амбразуры в топочную каме-
ру 25—50 м/с.
Горелки для низкокало-
рийных газов выполняют чисто
газовыми. На рис. 11-10 показана
горелка ТКЗ для доменного газа.
Газ и воздух поступают с противоположных сторон приемного дву-
стороннего коллектора /, причем
подачу газа обычно регулируют
Рис. 1'1-10. Горелка ТКЗ для доменного газа.
/ — приемный двусторонний коллектор для газа и воздуха; 2 — шиберы для регулировки подачи
воздуха; 3 слоистый распределитель; 4 — щели для воздуха; 5 — сопла для газа.
203
вентилями, а воздуха — поворотными шиберами 2. Далее газ и воздух
проходят через слоистый распределитель 3 параллельными переме-
жающимися плоскими потоками. Из горелок воздух вытекает через
щели 4 плоскими потоками с обеих сторон газового сопла 5, что созда-
ет благоприятные условия для их смешения. Скорость газа и воздуха
на выходе из сопл и щелей горелки составляет 20—30 м/с. Производи-
тельность горелки по доменному газу 3,35—4,2 м3/с (12 000—15 000м3/ч).
Для парогенераторов малой производительности и в печной техни-
ке используются инжекционные горелки (рис. 9-16), в которых воздух
поступает за счет инжектирующего действия потока газа.
На энергетических парогенераторах применяют газомазутные го-
релки со смесительным аппаратом газовой части с частичным смеше-
нием газа с воздухом в ее амбразуре.
В связи с тем, что объем высококалорийных газов в 20—25 раз
меньше объема воздуха, подаваемого для его сжигания, в горелках
смешение осуществляется путем равномерного ввода мелких газовых
струй в общий поток воздуха.
Газомазутные горелки различаются между собой конструкцией
воздухозакручивателей (регистров), которые выполняют двух типов
(тангенциальные и аксиальные); способом ввода газа в воздушный по-
ток (с периферийной и центральной раздачей газа) и применением
однопоточного или двухпоточного распределения воздуха в самой
горелке.
По данным ЦКТИ закрутка потока в аксиальном воздухозакручи-
вателе с углом установки лопаток к оси горелки 45—50° обеспечивает
достаточно устойчивую стабилизацию воспламенения и достаточную
интенсивность горения и в то же время дает умеренные потери на со-
противление.
В газомазутной горелке ЦКТИ (рис. 11-11) подаваемый
воздух делится на два потока устанавливаемой в коробе 1 раздели-
Рис. 11-11. Газомазутная горелка ЦКТИ.
/ — воздушный короб; 2—разделительная перегородка; 3 — коаксиальный патрубок; 4 и 5 —шибе-
ры; 6 — цилиндрический регистр осевого типа; 7 — газовый кольцевой коллектор.
204
тельной перегородкой 2 и коаксиальным патрубком 3. При раздельном
регулировании расхода воздуха в них с помощью шиберов 4 и 5 можно
регулировать степень закрутки потока, осуществляемого в цилиндриче-
ском регистре 6 осевого типа. Это позволяет при сжигании жидкого
топлива и на пониженных нагрузках сохранять на периферии амбразу-
ры заданные скорости воздуха. Лопатки регистра спрофилированы так,
что со стороны входа воздуха имеют прямой участок и участок, повер-
нутый по радиусу под углом 40—50°, на стороне выхода воздуха. Газ
подается в горелку через кольцевой коллектор 7 и из отверстий посту-
пает по периферии в воздушный поток. Газовоздушная смесь из амбра-
зуры биконической формы, раскрывающейся под углом 20—25°, посту-
пает в топочную камеру. Наличие пережима в амбразуре препятствует
обратному течению продуктов сгорания в амбразуру и защищает рас-
пределительную камеру от нагрева. Мазутная форсунка устанавливает-
ся во втулке регистра.
Газомазутные горелки ЦКТИ выпускаются производительностью по
природному газу с теплотой сгорания 35,6 МДж/кг (8500 ккал/кг) от
0,075 до 1,8 м3/с (270—6480 м3/ч) при давлении 0,1013 МПа и 0°С или
по мазуту от 0,07 до 1,66 кг/с (250—6000 кг/ч). Скорость воздуха в пере-
жиме амбразуры для горелок производительностью по мазуту 0,07 кг/с
рекомендуется в пределах 25—35 м/с, а производительностью
1,66 кг/с—35—50 м/с. При этом требуемый напор воздуха перед горел-
кой соответственно составляет 0,64—1,26 и 1,26—2,58 кПа.
Газомазутная горелка ТКЗ выполнена с тангенциальным
регистром и центральной раздачей газа (рис. 11-12). Из короба 1 воз-
дух подается в тангенциальный регистр 2 и далее закрученным пото-
ком направляется в амбразуру. Газ подается через кольцевой канал 3,
Рис. 11-12. Газомазутная горелка ТКЗ.
/—короб; 2 — тангенциальный регистр; 3 — кольцевой канал для подачи газа.
205
образованный двумя соосно установленными трубами, и через радиаль-
но расположенные отверстия в несколько рядов у конца канала вводит-
ся из центральной части горелки в воздушный поток. При переходе
с одного топлива на другое сначала горелка отключается, а затем
включается на требуемое топливо. При включении подачи мазута
форсунка автоматически выдвигается в амбразуру. Все операции по
переключению производятся автоматически с помощью приводного
устройства. При скоростях такого же порядка, как в горелках ЦКТИ,
требуемый напор горелок ТКЗ той же производительности на 10—15%
больше.
Конструкция горелки предусматривает установку рабочей мазут-
ной форсунки и запального устройства (ЗЗУ-4) с дистанционным управ-
лением. Растопочная форсунка производительностью 30% рабочей уста-
навливается рядом и зажигается таким же запальным устройством.
Однопоточные горелки с форсунками механического распыления
имеют пределы качественного регулирования от 100 до 70%; двухпо-
точные— от 100 до 50%. При необходимости более глубокого регули-
рования следует применять специальные форсунки или повышать на-
чальное давление мазута.
11-3. РАСЧЕТ ГАЗОВЫХ ГОРЕЛОК
В газомазутных топках, снабженных современными горелочными
устройствами с автоматическим управлением процессом сжигания, ста-
ло возможным сжигать природные газы и мазут с малыми избытками
воздуха практически при отсутствии или малой величине химической
неполноты сгорания, менее 0,5%. Поэтому рекомендуется процесс сжи-
гания этих топлив поддерживать с коэффициентом избытка воздуха за
пароперегревателем не выше 1,03—1,05.
Расчет газомазутных горелок, а также газовых горелок без пред-
варительного смешения и газовых горелок с предварительным смеше-
нием включает определение расхода газа и воздуха на одну горелку.
Расход газа на горелку (м3/с) определяется по формуле (3-23).
Расход воздуха на горелку
VB=J_^rVoar> (П-12)
В формуле:
п — число горелок на парогенераторе, шт.;
Vr— расход газа на парогенератор при его номинальной произво-
дительности, м3/с, при давлении 0,1013 МПа и 0°С;
V0 — теоретически необходимое количество воздуха для сжигания
газа, м3/м3.
ссг — коэффициент избытка воздуха в горелке.
По значениям Vr, VB, рекомендуемым скоростям газа и воздуха
определяются сечения газового и воздушного трактов горелки. Стати-
ческий напор газа и воздуха, требуемые для создания выходных ско-
ростей и для преодоления местных сопротивлений, подсчитывается по
формуле
Этот расчет выполняется с учетом величины разрежения или дав-
ления в топочной камере на уровне горелок. Численные значения коэф-
фициента местного сопротивления £ определяются по таблицам, харак-
206
теризующим аэродинамическое сопротивление горелок, близких по кон-
струкции к проектируемым.
Далее проводятся специфические расчеты для данного типа го-
релок.
Так, для горелок с частичным смешением для обеспечения хоро-
шего смешения газа с воздухом, необходимого при сжигании с малыми
избытками воздуха, смесительный аппарат рассчитывается так, чтобы
в горелке разовые струи возможно равномерно и полнее распространя-
лись в воздушном потоке. Для этого основным является расчет проник-
новения газовых струй в сносящий воздушный поток.
На основании экспериментальных исследований Ю. В. Ивановым
[Л. 34] получена следующая формула для определения относительной
глубины проникновения газовых струй в поперечный поток воздуха:
d AsrB V рв
(П-13)
В формуле:
Н — абсолютная глубина проникновения в поток, т. е. расстояние
от плоскости выходного сечения газовых сопл до оси струи, принявшей
направление потока, мм;
d — диаметр газовых сопл, мм;
Ks~ опытный коэффициент, зависящий от относительного шага
между соплами; при Sjd=A,27; 8,7 и 12 соответственно Ks= 1,6;
1,7 и 1,8;
s — расстояние между осями соседних сопл, мм;
Wr и WB— скорость истечения газа из сопл и средняя скорость
воздушного потока, м/с;
рг и рв —плотность газа и доздуха, кг/м3.
Диаметр струй, принявших направление потока воздуха, по опыт-
ным данным составляет:
Р = 0,75 Я.
(11-14)
Рассмотрим эту методику применительно к щелевым прямоточным
горелкам шириной 2&о. Для равномерного распределения газовых струй
по сечению горелки коллекторы для
подвода газа выполняют с двухряд- |——— ________--------------1
ным расположением сопл и уста- I _____ !
навливают с двух длинных сторон
выходного канала горелки (рис.
11-13). Сопла на коллекторе распо-
лагают так, чтобы по направлению ч
движения воздуха сначала находи- Д1*--
лись сопла большего диаметра, Рис. 11-13. К расчету горелок для
а потом меньшего. Примем, что 2/з природных газов.
части сечения горелки снабжаются
газом из больших сопл, а 7з—из малых. Тогда диаметр газовых
струй, принявших направление воздушного потока, должен составить:
для струй больших сопл
П 2 А .
7?к — ^0,
(11-15)
для струй малых сопл
b$.
(11-16)
207
Соответственно глубина проникновения составит:
для струй больших сопл
йк (11-17)
О
для струй малых сопл
= (п-18)
Для обеспечения такой глубины проникновения необходимо иметь
скорость истечения газов согласно формуле (11-13) из больших сопл
(11-19)
Ок As г Рг
При одинаковом перепаде давления на больших и малых соплах
скорость истечения из них будет примерно одинаковой. Исходя из этого
условия, получаем следующее соотношение для определения диаметра
малых сопл:
<п-20>
Общая площадь сечения больших сопл
= (П-21)
М/г
Количество больших сопл, шт.,
__ 2/3Vr /11
"К = ЖГ’ О1’22*
где F = — сечение большого сопла, м!.
Количество малых сопл, шт.,
wrf ' (11-23)
где f — — сечение малого сопла, м2.
Шаг установки большого сопла
Зк = ^-, (11-24)
где I — высота выходного канала горелки.
Расстояние от малых граней выходного сечения до оси ближайше-
го большого сопла:
S1==0,5SK. (11-25)
Шаг установки малых сопл
3„ = ^. (11-26)
Смесительный аппарат газомазутных и пылегазовых горелок рас-
считывается так же, как и для горелок для природного газа.
Расчет газовых горелок без предварительного смешения выпол-
няется проще. В расчет входит определение выходных сечений для газа
и воздуха по рекомендуемым скоростям выхода их из соответствующих
каналов горелки.
208
В горелках предварительного смешения газ, подаваемый под дав-
лением, инжектирует воздух непосредственно из атмосферы, рбразуя
газовоздушную смесь. Для горелок этого типа основным является рас-
чет инжекции, который приводится в специальной литературе, напри-
мер в [Л. 25].
11-4. ГАЗОМАЗУТНЫЕ ТОПКИ
Рис. 11-14. Газомазут-
ная топка парогенератора.
ТГМ-84 производитель-
ностью ПО кг/с (420 т/ч).
Газомазутные топки предназначены для сжигания газа и
мазута. Капиталовложения на сооружение электростанций, работаю-
щих на газе и мазуте, на 20—25% меньше, чем электростанций на
твердом топливе; к. п. д. парогенераторов на 1—3% выше; расход
электроэнергии на собственные нужды меньше; отсутствуют золовые
выбросы; возможна полная автоматизация;
лучше условия труда обслуживающего пер-
сонала.
На газовых топках для сжигания резерв-
ного топлива — мазута могут быть применены
мазутные горелки с самостоятельным подво-
дом воздуха. В этом случае при раздельном
сжигании сильно осложняется система возду-
ховодов с органами управления, которые
должны быть подведены к двум типам горе-
лочных устройств для сжигания природного
газа и мазута. При этом усложняется также
эксплуатация и автоматизация работы паро-
генератора. При работе на одном из этих двух
видов топлива для охлаждения отключенных
горелок необходимо подавать воздух. Это ко-
личество воздуха не может быть использовано
эффективно, что приводит к увеличению из-
бытка воздуха, а следовательно, к понижению
к. п. д. Этих недостатков лишены комбиниро-
ванные горелки с единой системой воздухово-
дов, получившие широкое распространение.
Газообразные топлива содержат очень
мало минеральных примесей. Мало золы со-
держится и в мазуте. Поэтому топочные
устройства для газообразных топлив и мазута
не оборудуются устройствами для удаления
золы.
Газомазутные топки выполняют в виде па-
раллелепипеда с подом в нижней части. Все
стены и под плотно экранированы, т. е. покры-
ты трубной системой, в которой циркулирует
питательная вода — конденсат отработанного в турбине пара с добав-
ком химически очищенной воды в парогенераторах с естественной цир-
куляцией или чистого конденсата в прямоточных парогенераторах. На
парогенераторах с естественной циркуляцией под выполняется наклон-
ным (рис. Н-14), а на парогенераторах с принудительной циркуляцией
под может выполняться и горизонтальным.
Для обеспечения хорошего смесеобразования газовое топливо,
а при сжигании жидких топлив — мазут и весь воздух, необходимый
для сжигания этих топлив, подают в топку через горелки. Горелки
14—541 209
предназначены также для первичного смесеобразования путем переме-
шивания газа или распыленного жидкого топлива с воздухом. В соче-
тании со способом их компоновки на парогенераторе они служат для
стабилизации горения и аэродинамической и тепловой организации про-
цесса сжигания.
Чисто мазутная горелка состоит из регистра и мазутной форсунки,
устанавливаемой по его оси. Применяют регистры цетробежного типа
в виде улитки или тангенциального лопаточного аппарата и регистр
аксиального типа, состоящий из лопаток, установленных в канале
радиально и повернутых под некоторым углом к оси горелки. Пройдя
регистр, поток воздуха завихривается, что способствует лучшему сме-
шению воздуха с распыленным мазутом, а также улучшению условий
зажигания.
На газомазутных парогенераторах, а также и на парогенераторах,
предназначенных для работы только на газообразном топливе или на
мазуте, горелки преимущественно располагают на фронтовой стене
в один или несколько ярусов. На парогенераторах с паропроизводи-
тельностью до 45 кг/с (до 160 т/ч) горелки располагают в один или два
яруса, на парогенераторах 64 кг/с (230 т/ч) —в три яруса, а на паро-
генераторах 116 кг/с (420 т/ч) и более — в четыре яруса.
Так, парогенератор ТГМ-84 (см. рис. 11-14) производительностью 420 т/ч имеет
24 горелки, расположенные в четыре яруса на фронтовой стене; производительность
каждой горелки 11,6 МВт (10-106 ккал/ч), по мазуту — 0,347 кг/с (1250 кг/ч), а по
природному газу—0,4 м3/с (1400 м3/ч); теплонапряжение объема топки 0,203 МВт/м3,
[175 • Ю3 ккал/(м3 • ч)].
Фронтальная компоновка горелок является наиболее конструктив-
ной и удобной в эксплуатации. Газопроводы и мазутопроводы к горел-
кам имеют меньшую длину, однотипны и просты по конструкции. Газо-
проводы, мазутопроводы и горелки с органами их управления в цехе
по всем парогенераторам выносятся на единый, открытый фронт, до-
ступный для обслуживания и ремонта.
Для интенсификации процесса сжигания применяют встречное рас-
положение горелок на боковых или на фронтовой и задней стенах топ-
ки. В последнем случае тепловое напряжение поперечного сечения топ-
ки может быть повышено до 7000 кВт/м2.
Встречное расположение горелок используют преимущественно на
прямоточных парогенераторах. В этом случае скорость воздушного
потока на выходе из горелок при номинальной нагрузке можно прини-
мать равной 70 м/с. Расстояние между стенами, на которых располо-
жены горелки, следует выбирать от 5 до 10 калибров, принимая за
калибр диаметр амбразуры горелки.
Воздух в горелки подается принудительно дутьевыми вентилято-
рами, устанавливаемыми перед воздушным подогревателем парогене-
ратора. При этом парогенераторы снабжаются системой автоматиче-
ского регулирования подачи воздуха в соответствии с расходом газа
и автоматической блокировкой, прекращающей подачу газа при недо-
пустимом уменьшении расхода воздуха.
При работе с малыми избытками воздуха для более точного со-
блюдения соотношения в подаче воздуха и топлива желательно осуще-
ствлять индивидуальный подвод воздуха к каждой горелке. При этом
воздуховод должен иметь устройство для надежного замера расхода
воздуха при наладке горелки и для периодического контроля во время
работы парогенератора.
2 10
Размеры топочного устройства парогенератора определяют, ориен-
тируясь на расчетные характеристики газомазутных топок (табл. 11-4),
полученные как средние статистические данные о работе современных,
хорошо налаженных аналогичных топочных устройств.
Таблица 11-4
Расчетные характеристики камерных топок парогенераторов
производительностью выше 75 т/ч для сжигания горючих газов и мазутов
Топливо Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки ат Тепловое напряже- ние объема топки д , кВт/м8 Потери тепла от химического недожога д3, %
Мазут 1,10 280 0,5
Природный или попутный газ, а также 1,10 350—460 0,5
коксовый
Доменный газ 1,10 230 1,5
Примечания: 1. Для газомазутных парогенераторов, длительное время работающих на
мазуте, характеристики топок принимаются по мазуту.
2. Для парогенераторов £>=120ч-420 т/ч тепловое напряжение объема топки qv может быть
увеличено до 350 кВт/м3.
Для парогенераторов £><^75 т/ч qv может быть увеличено в несколько раз при той же вели-
чр.не потери q3. При этом должны быть приняты меры для обеспечения надежной работы экранов
и перегревателя.
3. При автоматическом регулировании подачи топлива и воздуха и присосах в топке не бо-
лее 0,05 можно принимать величины избытка воздуха на выходе из топки при сжигании мазута
ат = 1,02-7-1,03. В парогенераторах сверхкритического давления такие значения аг допустимы лишь
при газоплотных цельносварных экранах, при других ограждениях коэффициент избытка воздуха
в горелках принимается ат^1,0, а ат = аг+Лаг.
4. В парогенераторах с газоплотными целыосварными экранами при сжигании газового топли-
ва принимается ат = 1,05.
5. Значения потери q3 даны при нагрузках 100—50% номинальной и сохраняются при ат =
= 1,02^-1,03. Потеря от механического недожога незначительна и не учитывается.
В газомазутных топках как при сжигании мазута, так и природ-
ных газов доля лучистого тепловосприятия значительна. Излучательная
способность факела определяется его светимостью и температурой.
Горелки с хорошими условиями смешения природного газа и воздуха
дают короткий, слабо светящийся факел. Более высокие температуры
при малых избытках воздуха и более раннее зажигание усиливают
лучистую теплоотдачу несветящегося факела и по интенсивности при-
ближают ее к теплоотдаче светящегося факела, получающегося при
недостаточно хорошем смешении.
Многоярусное расположение горелок в газомазутных топках удоб-
но и с точки зрения перераспределения тепла между топочными экра-
нами и конвективными поверхностями. При переходе от одного вида
топлива к другому вследствие изменения светимости факела изменяет-
ся доля лучистого тепловосприятия в топке, а следовательно, и темпе-
ратуры газов на выходе из топки, что отражается на температуре пере-
грева пара. При многоярусном расположении горелок представляется
возможность в таких случаях регулировать температуру перегрева пара
выключением горелок верхнего яруса при высоких температурах газа
перед пароперегревателем и, напротив, работать с включенными го-
релками верхнего яруса при сжигании мазута, дающего сильно светя-
щийся факел.
При паровых форсунках большой расход пара на распыление свя-
зан с соответствующей потерей конденсата и увеличением количества
питательной воды, подаваемой в парогенератор. Пар, используемый
для распыления мазута в топочной камере, смешивается с продуктами
14* 211
сгорания, увеличивая общий объем газов. Последнее приводит к уве-
личению тепловых потерь с уходящими газами и к понижению темпе-
ратур в топочном пространстве на 100—150°С по сравнению с работой
парогенератора на механических форсунках. Учитывая, что большой
расход пара на распыление в паровых форсунках приводит также
к понижению к. п. д. агрегата, для парогенераторов средней и большой
производительности, для которых мазут является основным или по-
стоянным дополнительным топливом, рекомендуют механические
форсунки.
При обычно применяющихся круглых механических форсунках
жидкое топливо распределяется в потоке в виде полого конуса. Поток
воздуха, пройдя регистр вытекает из горелки также в виде расходяще-
гося конуса. Такая топливо-воздушная струя снаружи и в особенности
из полой центральной области интенсивно увлекает горячие топочные
газы. Воздушная струя и распыленное жидкое топливо прогреваются,
жидкие капли испаряются и, смешиваясь с воздухом, образуют горю-
чую смесь. Наиболее быстро испаряются мелкие капли. Пары легких
фракций, воспламеняясь, образуют первичный фронт пламени. После
этого дальнейшее развитие процесса испарения и распространения пла-
мени интенсифицируется. Как было изложено в § 10-3, при хорошем
смесеобразовании и устойчивом зажигании горение мазута может
протекать почти полностью в парообразной фазе без сажеобразования.
Факел получается коротким, слабосветящимся. Если же имеет место
локальный недостаток кислорода, горение протекает неполно, со значи-
тельным образованием сажи и окиси углерода. Сажа, находящаяся
в мелкодисперсном состоянии, раскаляясь, дает сильное излучение,
факел получается ярко-желтого, соломенного цвета, светящимся. Затяж-
ка процесса гетерогенного горения сажи при недостатке воздуха и
образование СО в процессе восстановления СО2 приводят к значитель-
ному химическому недожогу.
Крупные капли могут выделиться из потока и попасть на экранные
поверхности или на под топки, образуя на поверхностях со сравни-
тельно низкой температурой липкие, трудноудаляемые отложения, а на
горячих поверхностях — очень твердые отложения нефтяного кокса
вследствие процесса коксования. Эти явления могут быть устранены
обеспечением необходимой тонкости распыления мазута.
При умеренных тепловых напряжениях топочного объема Q/V=
= 0,24-4-0,35 МВт/м3 [200• 1034-300• 103 ккал/(м3-ч)] основным для обес-
печения полного сгорания, нормального протекания топочного процесса
является хорошее перемешивание воздуха с топливом. В высокофор-
сированных камерах сжигания с Q/V=0,584-2,3 МВт/м3 (0,5-е-
2 Гкал/(м3-ч)] должны быть интенсифицированы процессы испарения,
смесеобразования и горения за счет более мелкого распыления и орга-
низации сжигания в высокотурбулентном потоке при повышенной
устойчивости зажигания. Форсировка камеры сгорания может быть
повышена также ведением процесса горения под давлением за счет
увеличения скорости химического реагирования и увеличения времени
пребывания газов в камере при уменьшении их удельного объема.
Эффективность работы топки при сжигании мазута, в особенности
при механических форсунках, в значительной мере зависит от условий
эксплуатации. Вследствие засорения каналов форсунки механическими
примесями мазута или ухудшения смесеобразования возможно коксо-
вание распыливающего устройства и резкое ухудшение распыления.
Ухудшается качество распыления и понижается экономичность и надеж-
212
ность также вследствие эрозии форсунок из-за большой скорости про-
текания мазута. Поэтому в эксплуатации периодически проверяют
производительность мазутных форсунок, качество распыления и угол
раскрытия струи топлива. Проверку производят на водяном стенде
с последующим пересчетом производительности на мазут.
Природные газы в парогенераторах сжигают различными способа-
ми. На малых промышленных и отопительных парогенераторах при-
меняют сжигание однородной газовоздушной смеси в горелках предва-
рительного смешения (§ 9-10, рис. 9-16). На мощных парогенераторах
такой способ сжигания газа не применяется, так как при этом не
исключается возможность воспламенения и взрыва смеси в смесителях
и в трубопроводах до горелок.
На мощных парогенераторах не применяют также и чисто диффу-
зионный метод сжигания как не обеспечивающий достаточную интен-
сивность и экономичность сжигания.
На мощных энергетических парогенераторах применяют горелки
с частичным смешением, в которых в выходной части производится
частичное смешение горючего газа с воздухом, подаваемым для горе-
ния. В горелочных устройствах такого типа должно быть обеспечено
возможно равномерное распределение газовых струй в потоке воздуха
в выходном сечении горелки. Газ начинает смешиваться с воздухом
в пределах самой горелки. В горелках различной конструкции смеше-
ние достигается с различной полнотой. Макросмешение продолжается
и завершается молекулярным смешением в камере в процессе горения.
Закономерности различных способов сжигания газов были рассмо-
трены в гл. 9.
Основные теплотехнические показатели работы газомазутных то-
лок приведены в табл. 11-4. При достаточно хорошем смесеобразовании
и малых присосах воздуха в топку сжигание газов можно вести при
ат= 1,034-1,05, а сжигание мазута с повышенным содержанием серы
при ат= 1,024-1,03. Сжигание природных газов и мазутов при столь
низких значениях ат способствует повышению к. п. д. и надежности
работы парогенераторов.
При сжигании газов необходимо предъявлять повышенные требо-
вания в отношении взрывоопасности и токсичности. До включения
горелок топка и газоходы парогенератора должны быть тщательно
провентилированы. При обрыве факела необходимо немедленно отклю-
чить газопровод от парогенератора и провентилировать топку во избе-
жание образования взрывоопасной смеси. При прекращении подачи
газа или резком снижении его давления газопровод должен автомати-
чески отключаться для прекращения доступа газа к горелкам. В про-
тивном случае возобновление подачи газа в горячую топку может
вызвать взрыв большой разрушительной силы. Для предотвращения
взрыва горелки включаются в следующей последовательности: вводят
в топку источник зажигания, после этого подают газ, а затем постепен-
но подают воздух.
Работу газомазутных парогенераторов можно вести в широком
диапазоне нагрузок (jDmhh/-^ном— 1/4 и даже 1/8), если снабдить агре-
гат дополнительно горелками малой производительности, в то время
как пылеугольные парогенераторы имеют РМин/^ном= 1/3.
На парогенераторах, предназначенных для работы на твердом и
жидком топливах, топочное устройство выполняется по условиям сжи-
гания первого.
213
Работа парогенераторов и электростанций на мазуте связана
с рядом трудностей, обусловленных содержанием в мазуте серы и
ванадия.
11-5. ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНАЯ И НИЗКОТЕМПЕРАТУРНАЯ КОРРОЗИЯ
ПОВЕРХНОСТЕЙ НАГРЕВА
Зола широко применяемых в энергетике сернистых мазутов из-за
высокого содержания серы приводит к серьезным затруднениям
в эксплуатации, понижая надежность и к. п. д. парогенератора. Это
связано с образованием прочных и плотно прилипающих к трубам
отложений при высокой температуре и влажных, слипшихся при низ-
кой температуре (ниже точки росы).
Зола высокосернистых мазутов содержит также ванадий, вызываю-
щий высокотемпературную коррозию.
При горении ванадий обычно выделяется в виде V2O5, легкоплав-
кого соединения (/Пл~690°С), образующего на трубах пароперегрева-
теля твердые отложения, не поддающиеся обдувке. При высокой тем-
пературе металла труб эти отложения размягчаются или плавятся,
разрушая защитную пленку окислов и обнажая поверхность металла,
что облегчает его окисление, интенсивно протекающее при температуре
600°С и выше в условиях наличия в топочных газах свободного кисло-
рода. При этом V2O5 не становится окислителем и не переходит в низ-
шие окислы.
Высокотемпературной коррозии, заметно протекающей при темпе-
ратуре 650°С и выше, подвержены пароперегреватель при высокой
температуре перегрева пара, а также различные неохлаждаемые дета-
ли: подвески, дистанционные гребенки и т. п.
Ванадиевая коррозия может быть снижена уменьшением избытка
воздуха в конце топки ниже 1%.
Наличие в продуктах сгорания сернистого ангидрида приводит
к низкотемпературной коррозии [Л. 35].
При сгорании серы образуется сернистый ангидрид SO2 и в не-
большом количество серный ангидрид SO3. Находящиеся в продуктах
сгорания водяные пары, соединяясь с серным ангидридом, образуют
пары серной кислоты. Последние при контакте с поверхностями нагре-
ва, имеющими температуру ниже температуры точки росы tp, конден-
сируясь, образуют пленку слабоконцентрированной серной кислоты.
При этом для конденсации создаются благоприятные условия, так как
небольшое содержание паров H2SO4 в продуктах сгорания резко повы-
шает температуру точки росы tp по сравнению с tp водяных паров и
тем больше, чем больше концентрация SO3 в продуктах сгорания.
В результате низкотемпературные поверхности подвергаются интенсив-
ной сернокислотной коррозии. Одновременно с этим отложения золы
увлажняются и загрязнения возрастают.
Реакция образования SO3 интенсифицируется с увеличением коли-
чества свободного кислорода в продуктах сгорания. Вследствие этого
с увеличением ат увеличивается количество образующегося SO3 и по-
вышается температура точки росы. Поэтому с уменьшением ат резко
уменьшается и /р. Начиная с содержания кислорода 0,2% в продуктах
сгорания t-p не зависит от количества серы в топливе и находится вбли-
зи точки росы водяного пара. При температуре поверхности, близкой
к tp, конденсация H2SO4 незначительна, скорость коррозии невелика.
При снижении температуры поверхности конденсация H2SO4 возраста-
214
ет, скорость коррозии резко увеличивается, достигает максимума,
а затем резко уменьшается, хотя количество выпадающей H2SO4 про-
должает возрастать. При дальнейшем уменьшении температуры по-
верхности нагрева концентрация H2SO4 в пленке росы понижается, но
коррозия вновь усиливается, причем в этой области температур ско-
рость коррозии может быть выше, чем в точке максимума.
Наиболее интенсивное выпадение H2SO4 происходит в интервале
температур от 104 до 138°С. Выше 140°С H2SO4 обычно находится
в газах в ненасыщенном состоянии, ниже 104°С — частично в виде на-
сыщенного тумана. Тонкий туман отделим от газов, большая часть
его удаляется в атмосферу, по пути сорбируясь частицами сажи.
При совместном сжигании мазута и угольной пыли находящиеся
в газах зольные частицы адсорбируют SO3 и H2SO4. Вследствие ней-
трализации на частицах некоторого количества H2SO4 и понижения /р
коррозия протекает менее интенсивно.
Для борьбы с низкотемпературной сернокислотной коррозией при
сжигании сернистых мазутов применяют присадки. Применение их спо-
собствует также образованию более рыхлой структуры отложений р зо-
не высокотемпературных поверхностей нагрева, а следовательно, и сни-
жению коррозии этих поверхностей.
Различные присадки химически связывают SO2 и SO3, образуя ней-
тральные соединения. Не вызывающие коррозию присадки тормозят
процесс окисления SO2 до SO3, меняют структуру золы на более рых-
лую и повышают температуру размягчения и плавления ее компонен-
тов. В СССР на электростанциях широко используется в качестве твер-
дого присадка каустический магнезит MgO, за рубежом — главным
образом доломит MgCO3-CaCO3.
По данным ВТИ при сжигании мазута без присадки максимальная
скорость коррозии хвостовых поверхностей нагрева равна 0,35 мг/(м'2-с)
при температуре поверхности 105°С.
Экспериментальные исследования показывают, что основная часть
SO3 образуется непосредственно в процессе горения топлива в зоне
горения. Количество SO3, образующееся в процессе горения в факеле,
оказывается всегда больше равновесного, подсчитанного из термодина-
мических соображений и по мере прохождения газов по камере сгора-
ния стремится к равновесной величине. Из этих фактов можно сделать
вывод, что содержащийся в пламени SO3 образуется не в ходе реакции
между SO2 и молекулярным кислородом.
Анализ кинетики процесса образования серного ангидрида, произ-
веденный на основании экспериментальных данных, показывает, что
в основе процесса лежит реакция между SO2 и атомарным кислородом.
Распад избыточного количества молекулярного кислорода происходит в столкно-
вениях с образующимися в процессе горения активированными молекулами двуокиси
углерода СО2
СО*2+О2—>СО2+О+О, (11-27)
приводящих к разрыву связей в молекуле кислорода и освобождению его атомов.
В образовании атомарного кислорода значительно меньшую роль играет термический
распад молекул кислорода.
Дальнейшее протекание реакции образования SO3 представляется следующим
образом. Двуокись серы, являясь наиболее окисляемым из образующихся газообразных
продуктов сгорания, реагирует с атомом кислорода, превращаясь в молекулу SO3*
с запасом избыточной энергии
SO2+O^SO3*. (11-28)
При этом избыточная энергия кислорода поглощается, частично расходуясь на
образование дополнительных связей и на излучение вновь образовавшейся молекулой
215
или
SO3 или расходуется при столкновении ее с другими молекулами. Изложенное можно
записать следующим образом:
SO*8—>SO3+/iv (11-29)
SO3*+M—иБОз+'М, (11-30)
В формулах (11-29) и (11-30):
/ту — квант излучения;
М — молекула инертного вещества.
Из этих реакций видно, что SO3 образуется при наличии избыточ-
ного кислорода в реакциях (11-27) и (11-28). Атомы кислорода, обра-
зующиеся в процессе цепных реакций горения топлива, практически
полностью вступают в реакцию с углеводородами топлива, не успев
реагировать с SO2. Это подтверждается тем, что в опытах, проводимых
в условиях сгорания обогащенной горючей смеси (а<1), не было обна-
ружено SO3.
В то же время эксперименты показывают, что с увеличением кон-
центрации избыточного молекулярного кислорода количество атомар-
ного кислорода снижается и одновременно снижается концентрация
SO3. При этом снижение концентрации SO3 происходит значительнее,
чем оно могло быть при простом разбавлении топочных газов избыточ-
ным кислородом воздуха. Это объясняется тем, что с увеличением из-
бытка воздуха снижается концентрация активированной СО*2, что
в свою очередь приводит к уменьшению количества образующегося
атомарного кислорода и SO3.
Вместе с тем при отсутствии избыточного кислорода (а=1) кон-
центрация SO3 тоже практически отсутствует. Поэтому при некотором
значении концентрации избыточного кислорода концентрация SO3
должна быть максимальной, что имеет место при концентрации избы-
точного кислорода в предела^ 3—6% и что соответствует интервалу из-
быточного воздуха 15—30%.
На концентрацию SO3 в продуктах сгорания влияет также присут-
ствие твердых частиц, особенно сажи и кокса. Это также объясняется
поглощением ими избыточной энергии молекул активированной СО*2 и
атомов кислорода в реакциях:
СО*2+М—>СО2 + М; (11-31)
О + О + М—>О2 + М. (11-32)
Показано, что время проявления максимальной концентрации SO3
в зоне горения можно определить по соотношению
1
4 П*2
*МЯКС Т
где Ki и Т<2 — константы скорости образования и распада SO3.
Время появления максимальной концентрации зависит от темпера-
туры: при £=1500°С тмакс = 0,028 с.
Хотя основная часть SO3 образуется в зоне горения, некоторое ее
количество может образоваться' вследствие вторичного окисления SO2
при пониженных температурах вплоть до 400°С под действием ката-
литического влияния некоторых компонентов золы жидкого топлива
(окислы ванадия и железа).
Из рассматриваемого процесса образования SO3 следует, что для
уменьшения скорости низкотемпературной сернистой коррозии и сни-
жения заноса поверхностей нагрева сжигание мазута следует вести
с низкими избытками воздуха ат= 1,02 -ь 1,03. Для этого необходимо
216
(11-33)
с помощью автоматических устройств порционировать и поддерживать
на каждую горелку нужное соотношение топливо — воздух. При избыт-
ках воздуха в конце топки — порядка 2—3% достигается снижение
низкотемпературной коррозии до 0,2—0,3 мм/год. При этом в трубча-
тых воздухоподогревателях температура металла должна быть пример-
но 75°С, в регенеративных—85°С. Чтобы обеспечить такой темпера-
турный режим при температуре уходящих газов 140—160°С, воздух на
входе в рекуперативный воздухоподогреватель должен иметь темпера-
туру не ниже 70°С, на входе в регенеративный воздухоподогреватель —
не ниже 60°С.
В составе золы мазутов находятся также щелочные металлы, обра-
зующие с окислами серы сульфиты и сульфаты, являющиеся легко-
плавкими соединениями. Последние при высоких температурах обра-
зуют на трубах пароперегревателя прочные и плотно прилипающие
отложения, а при температурах ниже точки росы, на экономайзерах и
воздухоподогревателях — влажные, слипшиеся отложения.
П-6. ОБРАЗОВАНИЕ ОКИСЛОВ АЗОТА ПРИ СЖИГАНИИ
ВЫСОКОСЕРНИСТЫХ МАЗУТОВ
Мазут имеет высокую теоретическую температуру горения, и, явля-
ясь высокореакционным топливом с очень малым содержанием влаги,
сгорает в основном в начальном участке факела при высоких темпе-
ратурах, что обусловливает интенсивную радиационную теплопередачу
в экранной системе нижней части топочной камеры.
Сжигание высокосернистых мазутов сопровождается образованием
окислов азота и серного ангидрида, обладающих большой токсич-
ностью. Наряду с этими токсичными окислами в продуктах сгорания
топлив содержится некоторое количество окиси углерода. Однако, как
показано Д. А. Франк-Каменецким, в процессе горения углеводород-
ных топлив окись углерода образуется в начальной стадии и затем до-
горает в завершающей стадии горения. Поэтому основными загрязни-
телями воздуха вредными газами являются окислы азота и серы, а при
сжигании природного газа — окислы азота.
В продуктах сгорания парогенераторов ТПП-110, ТПП-210, ТПП-312 производи-
тельностью 265 кг/с (950 т/ч) при работе на мазуте и природном газе с а^1,03 со-
держание окислов азота составляет 0,8—1,1 г/м3, а в продуктах сгорания парогенерато-
ров блоков 300 и 800 МВт при сжигании каменных углей, мазута и природного газа
с а= 1,1-ь 1,2 содержание окислов азота достигает 1,5—2 г/м3 при разовой предельно
допустимой концентрации 0,085 мг/м3.
Выброс этих вредных газов с большим количеством продуктов сго-
рания топлив загрязняет воздушный бассейн. Поэтому уменьшение
загрязнения атмосферы окислами азота представляет важную про-
блему.
Исследованиями выявлено, что в процессе горения образуется NO.
При движении по газовому тракту парогенератора дальнейшего окис-
ления NO не происходит. После выхода из дымовой трубы в атмосфере
основная часть NO в сравнительно короткий промежуток времени при
воздействии кислорода окружающего воздуха переходит в NO2 по ре-
акции:
2NO + O2—>2NO2 + 188 МДж/моль.
На рис. 11-15 приведены опытные данные по выходу окислов азота
в зависимости от избытка воздуха [Л. 36].
217
Зависимость действительного выхода NO от коэффициента избыт-
ка воздуха имеет экстремальный характер с максимумом в области
значений аКр, несколько больших величины его для стехиометрической
смеси (а=1). Увеличение выхода NO до аКр объясняется увеличением
концентрации свободного кислорода, а в закритической области при
• увеличении а в большей степени влияет
Коэффициент из-
дытна. воздуха.
Рис. 11-15. Выход окислов
азота в зависимости от коэф-
фициента избытка воздуха.
ленного факта, что в зоне
снижение температуры. Максимальный .вы-
ход NO получается при горении смеси с со-
ставом, близким к стехиометрической смеси.
В смесях с а>1 выход NO на один-два по-
рядка ниже равновесных концентраций, а в
смесях с недостатком окислителя выход
NO приближается к равновесному.
Например, при а=1,Г5 равновесная
концентрация NO составляет 0,26% по объ-
ему, а опытно определенная концентра-
ция в факеле — 0,005%, тогда как при а =
=0,8 равновесная и наблюдаемая в опытах
концентрации ’ одинаковы и составляют
0,005%.
Однако при изменении а изменяется
также и теоретическая температура горе-
ния. График на рис. 11-15 представляет со-
бой зависимость выхода NO не только от а,
до также и от температуры. При постоян-
ной температуре с увеличением а выход NO
увеличивается.
Было установлено, что в факеле NO
в основном образуется в зоне максималь-
ных температур и в сравнительно узком их
диапазоне на участке малой длины. При
форсировке факела концентрация NO воз-
растает пропорционально qF (где qF—по-
верхностная плотность тепловыделения,
МВт/м2).
Исходя из экспериментально установ-
реакции при высоких температурах обра-
зуется атомарный кислород, количество которого в несколько раз пре-
вышает количество атомарного кислорода, образующегося в результа-
те термической диссоциации атмосферного кислорода, представляется
следующий механизм образования окислов азота:
O+N2^NO+N;
N + CW-NO + O.
При этом атомарный кислород образуется в значительном количе-
стве в промежуточных стадиях протекания реакции горения углеводо-
родов и окиси углерода, в частности по реакции (11-27).
В топочной камере температура горения ниже, чем в опытах [Л. 36],
так как значительная часть выделяющегося тепла передается экранным
поверхностям. В этих условиях максимальный вы^сод окислов азота по-
лучается при а= 1,10н-1,15. В диапазоне изменения а от 1,0 до указан-
ных величин температура горения в топочной камере изменяется не-
сильно и превалирующее влияние на выход окислов азота оказывает
повышение концентрации кислорода.
218
Следовательно, при малых избытках воздуха (ат =1,021,03) и
менее высоких температурах горения уменьшение образования атомар-
ного кислорода может привести к уменьшению выхода окислов азота.
Эти условия также приведут к уменьшению образования серного
ангидрида, протекающего по реакциям (11-28) — (11-30).
Указанные условия достигаются при некоторых способа^ органи-
зации топочного процесса, применяемых для уменьшения образования
окислов азота и SO3. К ним относятся:
рециркуляция продуктов сгорания отобранных из газохода за эко-
номайзером или за воздухоподогревателем в нижнюю часть топочной
камеры. Рециркулируемые газы подаются через сопла, располагаемые
ниже горелок или через горелки. Рециркуляция одновременно снижает
температуру и концентрацию кислорода;
внутренняя рециркуляция газов пониженной температуры;
двухступенчатое сжигание, при котором горение основной массы
топлива идет при недостатке воздуха, а оставшаяся часть горючих до-
жигается в зоне пониженных температур;
понижение температуры впрыском пара.
Применение этих методов сжигания будет способствовать также
повышению надежности работы парогенераторов на мазуте.
Высокие температуры горения, характерные для сжигания газа и
мазута, обусловливают большие тепловые напряжения поверхностей
нагрева, что вызывает угрозу пережога экранные труб. Понижением
температурного уровня в нижней части топочной камеры эта угроза
может быть снята.
IV. ПРИГОТОВЛЕНИЕ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА
К СЖИГАНИЮ
ГЛАВА ДВЕНАДЦАТАЯ
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
12-1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ
На современных тепловых электростанциях твердое топливо сжи-
гается во взвешенном состоянии в факеле, расположенном в камерной
топке. Для превращения крупных кусков сырого влажного топлива
в пригодную для сжигания сухую угольную пыль твердое топливо про-
ходит процесс подготовки в системе пылеприготовления, заключающий-
ся в предварительном дроблении, подсушке и размоле твердого топли-
ва, в результате чего и получается кондиционная угольная пыль необ-
ходимой тонины помола.
Рис. 12-1. Схема топливного тракта (технологическая схема пылеприготовительной уста-
новки) .
/-—вагоны с углем; 2 — бункера разгрузочного сарая; 3— решетка; 4— питатель сырого топлива;
5 —ленточный транспортер; 6 — шкивный магнитный сепаратор; 7 —отвод кусков железа; 8 — гро-
хот; 9— дробилка; 10— ленточный транспортер; //—устройство парового обогрева топливного трак-
та; 12— щеполовитель; 13— отвод щепы; 14— поступление сырого топлива иа транспортер 15 паро-
генераторного цеха; 16— подвесной магнитный сепаратор; 17 — разгрузочная тележка; 18— бункера
сырого топлива парогенераторов; 19—питатель сырого топлива мельничной системы; 20— нисходя-
щий сушильный участок мельницы; 21 — подвод горячего воздуха к мельнице; 22 — мельница; 23 —
сепаратор; 24—пылепроводы.
Поступающее на электростанцию твердое топливо имеет обычно
куски размером до 200 мм и более и до подачи его в углеразмольные
мельницы проходит следующую подготовку к собственно процессу раз-
мола.
На тракте подачи сырого топлива (рис. 12-1) с целью извлечения
из него металлических предметов устанавливают магнитные сепарато-
ры для предотвращения поломки мельничного оборудования. С помо-
щью щеполовителей удаляют из топлива древесную щепу, попадающую
в уголь в процессе его добычи, что предотвращает забивание элементов
системы пылеприготовления получающейся из щепы древесной «ватой».
При поступлении высоковлажных топлив наблюдается потеря сыпуче-
сти и замазывание, заключающееся в налипании сырого топлива на
220
стенки топливоприготовительных механизмов. Для предупреждения это-
го явления производят частичную подсушку топлива, снижая его внеш-
нюю влагу на 4—6%. В зимних условиях наблюдается смерзание влаж-
ного топлива и его примерзание к стенкам топливоподающих устройств.
Для борьбы со смерзанием применяют отопление помещений всего
тракта топливоподачи — от разгрузочного сарая до бункеров сырого
угля у мельниц.
Освобожденный от металлических предметов уголь подвергают гро-
хочению, т. е. пропускают его через качающиеся сита-решетки с раз-
мером отверстий 10—15 мм. Крупные куски подаются в дробилки, где
измельчаются до размера не более 10—15 мм. Вместе с мелочью из
грохота «дробленка» транспортерами подается в расположенные в па-
рогенераторном помещении бункера сырого топлива, а из последних —
в мельницы.
О степени дробления топлива судят по результатам рассева пробы
дробленого топлива на сите с величиной ячеек 5x5 мм — по величине
остатка на сите в процентах от начальной массы пробы, обозначаемого
через Т?5 (здесь индекс 5 указывает на размер отверстия в сите в мил-
лиметрах) .
Обычно дробление доводят до J?5 = 20%.
Для дробления топлива применяют валковые либо молотковые дро-
билки.
(Валковые дробилки чаще всего представляют собой вращающиеся навстречу
друг другу два валка с насаженными на них шипами-зубьями; в молотковых — дроб-
ление происходит за счет удара молотков, шарнирно укрепленных на валу ротора.)
Из бункера сырого топлива дробленый уголь поступает в систему
пылеприготовления, где подвергается интенсивной подсушке и размолу,
в результате чего получается угольная пыль.
12-2. ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА УГОЛЬНОЙ ПЫЛИ
Тонкость помола и зерновая характеристика угольной пыли
Угольная пыль представляет собою сухой тонкий полидисперсныи
порошок с размерами частиц от самых мелких (0,1 мкм) до 300 —
500 мкм.
Тонкость помола или дисперсность угольной пыли
определяют обычно рассевом пробы пыли массой 25—50 г в течение
20 мин на рассевочной машине, оснащенной набором сит. Ситовый ана-
лиз угольной пыли проводят на пол-
ном комплекте из 8—10 сит с размера-
ми отверстий в ситах от 50 до
1000 мкм, либо как минимум на двух
ситах: 90 и 20 мкм при тонком размо-
ле в шаровых барабанных мельницах
(ШБМ) и среднеходных (СМ) или на
ситах 90 и 1000 мкм или 200 и
1000 мкм — при грубом размоле в мо-
лотковых мельницах (ММ) и в мель-
ницах-вентиляторах (М-В). Результа-
ты рассева определяют массовыми ко-
личествами остатка на первом самом
крупном сите (рис. 12-2) 7?юоо, фрак-
ций Ф на промежуточных ситах и про-
Рис. 12-2. Схема ситового анализа на
комплекте из 5 сит.
221
хода через последнее самое мелкое сито Z>so, а также распылам окру-
жающее пространство некоторой части тончайшей пыли AG и записы-
вают в процентах от массы исходной пробы соотношением
•/?1000 4~ <#500/1000 4" <#200/500 4“ <#90/200 4“ <#50/90 4“ 4" Ю0®/0- (12"1)
Распыл допускается не более 2%, при большем значении ситовой
анализ считают неудовлетворительным. Величина остатка на каком-
либо сите равна массе фракции на данном сите плюс масса фракций
на всех вышерасположенных ситах, включая остаток на самом верх-
нем. Например, для комплекта из пяти сит (рис. 12-2) остаток на сите
90 мкм равен:
<#90/200 4~ <#200/500 4“ <#500/1000 4“ °/о>
(12-2)
а проход через это сито равен:
Dso — Ф5О/9О4-£*5о, °/о-
(12-2а)
Для любого сита имеет место соотношение
Ri + Di=m%.
(12-3)
Рис. 12-3. Зерновая характери-
стика пыли.
1 — грубая пыль (топливо — бурым
уголь, /?9о=55°/о, #2оо=17°/о, п=1,3,
размол в ММ); 2 — тонкая пыль
(топливо АШ, RSo=7°h, Ягоо-0,5%.
п=0,85, размол в ШБМ); 3 —
«идеальная» зерновая характе-
ристика для х^90 мкм (7?эо= Ю0%).
По данным рассева строится кривая зависимости остатков на раз-
ных ситах от размера частиц х, называемая интегральной зер-
новой или помольной характери-
стикой. На рис. 12-3 (кривая 1) показана
интегральная зерновая характеристика гру-
бой пыли, полученной при размоле бурого
угля в молотковых мельницах, пыль харак-
теризуется следующими остатками на си-
тах: #50 = 75%; #90=55%; #200=17%;
#5оо = О,3%; #1ООо—0. На том же рисунке
(кривая 2) представлена зерновая характе-
ристика тонкой пыли, полученной при раз-
моле угля марки АШ в шаровой барабан-
ной мельнице: #50 = 20%; #90=7%; #2оо =
=0,5%.
Интегральные зерновые характеристики
угольной пыли подчиняются уравнению
# = ЮОг-6*", °/0, (12-4)
где b и п— постоянные коэффициенты, ха-
рактеризующие соответственно тонкость из-
мельчения и равномерность зернового со-
става; е — основание натуральных логариф-
мов.
Чем больше Ь, тем пыль тоньше, при b—И) #—И00%, см. форму-
лу (12-4), при b—>оо R—>0. Числовые значения коэффициента b
в промышленных мельницах колеблются от 4-10-3 для грубой пыли до
40-10-3 — для тонкой.
Коэффициент полидисперсности пыли п характеризует
структуру пыли с точки зрения равномерности помола топлива. Чем
выше п, тем менее отличаются своим размером частицы пыли друг от
друга. В предельном случае, когда все частицы имеют одинаковый раз-
222
мер, пыль называется монодисперсной и характеризуется значением
п=оо.
Такая «идеальная» зерновая характеристика для х несколько бо-
лее 90 мкм представлена кривой 3 (рис. 12-3). Величина п определяет-
ся соотношением остатков на двух ситах с малым и большим отверсти-
ем, например 7?эо и Т?2оо- Чем больше разность этих остатков, тем круче
проходит кривая интегральной зерновой характеристики, тем выше ко-
эффициент полидисперсности, тем, следовательно, пыль более прибли-
жается к монодисперсной.
Для обычной полидисперсной пыли, выдаваемой существующими
мельницами, коэффициент полидисперсности составляет:
в шаровых барабанных мельницах...................... От 0,7 до 1
(в среднем 0,85)
в молотковых мельницах.............................. От 1,1 до 1,5
(в среднем 1,3)5
в среднеходных мельницах с вращающимися сепараторами От 1,1 до 1,3
(в среднем 1,2)
в быстроходно-бильных (аэробильных) и мельницах-вен-
тиляторах ......................................... Около 0,9
Причина различных значений п в мельницах разные типов, во-пер-
вых, в различном характере процесса отвода пыли из зоны размола
(более затрудненном—в ШБМ) и, во-вторых, в различных типах при-
меняемых сепараторов.
Между остатком Rx на любом сите с размером отверстий х и из-
вестным остатком Т?9о /При заданном значении п (известном типе мель-
ниц) существует следующая связь:
Rx л'~Ьхп Rao ____ —Ь-90п
10б = е и loo—е
Взяв логарифмы этих выражений и поделив первое на второе, по-
лучим:
in —— м V
100 fix Rx ZtfsoXVoJ
Я90 \9o)’ откУДа ln 100 П (100 )
ln Too
Отбросив знак логарифмирования, получим связь Rx и 7?эо:
Я,= 100 (12.4а)
Аналогично получим связь Rx и R200 в виде
/?,= 100 (12-46)
Для определения характера количественного распределения в про-
центах по массе частиц разного размера в угольной пыли рассматри-
вают дифференциальную кривую распределения (рис. 12-4), уравнение
которой получают дифференцированием основного уравнения зерновой
(Характеристики (12-4):
у=. — = 100Ьпхп~1е~ЬхП,
я dx dx
ИЛИ
y = Rbnxn~x.
22S
Рис. 12-4. Дифференциальные кри-
вые распределения y~f(x) при раз-
ных значениях п.
1— «=1,25; 2 — п=1,0; 3 — п=0.85.
Ордината у, %/мкм, дифференци-
альной кривой распределения
(рис. 12-4) показывает в процентах
массовое количество пылинок, за-
ключающихся в интервале хч-(х+1),
мкм.
При /г>1 кривая распределения
имеет максимум. Как видно из
рис. 12-4, кривая распределения для
образца пыли с более высоким коэф-
фициентом полидисперсности п=1,25
имеет максимум при х=20 мкм. При
п— 1 и /г<1 наибольшее количество
частиц пыли приходится на очень ма-
лые значения х, т. е. пыль сильно пере-
измельчена.
На рис. 12-5 представлены интегральные зерновые характеристики
пыли бурого угля, полученной из мельниц двух основных типов: кри-
вая 1 для пыли из молотковой мельницы (/?9о—55%, /?гоо= 12%, /г=1,5);
кривая 2 для пыли из шаровой барабанной мельницы (/?эо=35%,
#200= 12%, 72=0,85).
Суждение о тонкости пыли только по одному остатку, в частности
на сите 200 мкм, одинаковому в обеих зерновые характеристиках
(рис. 12-5), может со-
здать представление об
одинаковой дисперсно-
сти обоих образцов пы-
ли, что является непра-
вильным. При равен-
стве одного остатка
(в данном случае #200),
но при разном п ди-
сперсность образцов
пыли различна.
В области тонких
фракций (слева от вер-
тикали х=200 мкм)
значения R для перво-
го образца пыли более
высоки, чем для второ-
го, следовательно, пыль
в шаровой барабанной
Рис. 12-5. Зерновые характеристики пыли бурого угля
из двух типов мельниц.
1 — из ММ; 2 — из ШБМ.
мельнице переизмельчена по сравнению с пылью в молотковой, что
дает завышенный расход энергии на помол.
В области грубых фракций (справа от вертикали х = 200 мкм) зна-
чения остатков для первого образца пыли меньшие, чем для второго,
следовательно, крупных частиц, вызывающих механический недожог,
в пыли меньше.
Таким образом, более высокое значение коэффициента полидис-
персности пыли п обозначает не только меньшую удельную затрату
энергии на размол, но и меньшую потерю тепла от механического не-
дожога. Отсюда понятно стремление иметь более высокий коэффи-
циент полидисперсности пыли, выдаваемой размольными устройст-
вами.
224
Формула для определения п по двум остаткам получается из урав-
нения зерновой характеристики (12-4), которое может быть записано
для двух значений размера частиц хг и
х2, для которых остатки соответственно
равны Ri и R2:
Прологарифмировав дважды эти
выражения, т. е. взяв сначала натураль-
ный, а затем десятичный логарифм, по-
лучим:
1g 1п^ = 1g & 4- п 1g х/, (а)
lg1п £7 = lg bJr п lg х2, (б)
и после вычитания (б) из (а) находим:
100 100
lg In 57 - lg Injj—
/7= ---:-----:--------
lg Xl — lg X2
Рис. 12-6. Зависимость коэф-
фициента полидисперсности
ПЫЛИ п, ОТ 2?9О И /?200.
Взяв наиболее распространенные сита 200 и 90 мкм, для которых
Xi = 200 мкм и х2=90 мкм (Х1>Хг) и, следовательно, T?i = T?2oo и =
получим:
,100 , , 100
Л =
1g 200 —1g 90
или окончательно
n = 2,871g.22Z',|^ . (12-5)
Для упрощения расчетов на рис. 12-6 представлена зависимость
п от /?2оо и рассчитанная по формуле (1.2-5).
Плотность пыли
Различают насыпную р^!, кг/мэ, кажущуюся (объемную)
?пТ’ кг/м3’ и истинною плотность пыли р®”, кг/м’, определяе-
мые соотношениями:
г"нас_ G каж__ @ ист______ @ /19
пл Vобш ’ пл V каж * пл Vtb *
причем
уобщ=утв + Упор 4” Vвозд.промУкаж—Утв+Упор, (12-7)
В уравнениях (12-6) и (12-7):
G — масса пыли, кг;
Уобщ — общий объем пробы пыли, м3;
Утв — объем твердой фазы угольных частиц, м3;
Упор — суммарный объем пор внутри частиц, м3;
Увоздлром — объем воздушных промежутков между частицами, м3.
15—541 225
Очевидно, что р”ас < ркаж < р^т.
1 пл 1 пл 1 пл
Величина насыпной плотности р“с используется при расчете
емкости пылевых бункеров, в которых хранится поступающая из пыле-
вых циклонов системы пылеприготовления свеженасыпанная пыль, со-
стоящая из смеси собственно угольных пылинок и воздушных проме-
жутков между ними; величина Р^ используется также при расчете
производительности пылепитателей, забирающих угольную пыль из пы-
левого бункера и подающих ее в пылепроводы к горелкам.
Величина кажущейся плотности р^ж применяется при [расче-
те пылевых циклонов, пылеугольных сепараторов, пневмотранспортных
устройств подачи пыли и при расчетном определении поверхности уголь-
ной пыли (см. ниже в этом параграфе), так как во всех этих случаях
имеет значение только плотность самих угольных частиц (с внутренними
порами в них), но без воздушных промежутков между частицами.
Угольная пыль энергично адсорбирует воздух, вследствие чего на-
сыпная плотность пыли всегда меньше 1. Пыль не выдерживает сосре-
доточенной нагрузки, и поэтому в пылевом бункере можно утонуть. При
проведении работ в бункере (ремонт уровнемера и пр.) должны быть
приняты меры предосторожности.
Насыпная плотность свеженасыпанной пыли колеблется в значи-
тельных пределах— 500—700 кг/м3, а уплотненной — 800—900 кг/м3.
Кажущаяся плотность пыли является более стабильной характеристи-
кой и зависит от рода топлива; числовые значения р™* для трех ти-
повых энергетических топлив равны: для АШ— 1500, тощего— 1350 и
подмосковного — 1000 кг/м3.
Насыпная плотность пыли определяется по отношению массы и об-
щего объема с указанием степени уплотнения пыли во время опыта.
Кажущуюся плотность пыли определяют либо с помощью волюме-
нометра [Л. 1], т. е. стеклянной колбы с длинным узким горлышком (на
котором нанесены деления в мл), либо с помощью прибора Лермантова
[Л. 39]; истинную плотность — с помощью волюменометра [Л. 1].
Поверхность угольной пыли
Важной характеристикой дисперсности является удельная по-
верхность пыли, т. е. суммарная поверхность частиц 1 кг пыли,
Рил, м2/кг, определяемая либо расчетным путем, либо эксперименталь-
но. Поверхность Апл колеблется для пыли разных углей в значительных
пределах, от значения порядка 2000 м2/кг (для пыли АШ при норма-
тивной тонкости помола Лдо = 7%) до значения порядка 300 м2/кг (для
пыли бурого угля при нормативной тонкости помола 7?9о=‘6Оо/о) [Л. 37].
Удельная поверхность Fnn монодисперсной пыли с размером (диа-
метром) частиц х, мкм, определяется, в предположении шаровой формы
частиц по следующему соотношению:
р ___ Z~ (х • 1 0 - 6) 2
"(Х-10-6)3 •
2Рпл 6
В формуле: z — число пылинок в 1 кг пыли; р^аж — кажущаяся или
объемная плотность пыли, кг/м8.
226
После сокращения получаем:
г „ 6-10®
ПЛ У пкаж*
л г пл
(12-8)
Удельная поверхность полидисперсной пыли, состоящей из частиц
различных размеров и неправильной формы, может быть выражена как
сумма ^поверхностей отдельных фракций:
/’пл = 2 (Д77фр) ,
где ДГфр, м2 на 1 кг полидисперсной пыли — поверхность пылинок, со-
держащихся в данной фракции, массой Ф = /?1—%, со средним раз-
мером частиц в фракции, мкм:
ч„Фр + х2
ср ~ 2 ’
причем
Д/’фр — /Сф
6-Ю6
фр каж
лср Гил
Ф
100’
(12-9)
где — коэффициент формы частиц, больший 1, учитывающий откло-
нение формы пылинок от шаровой, существенно меняющийся, главным
образом от размера частиц и, в
некоторой степени, от рода топлива.
С уменьшением размера пылинок /Q
уменьшается. Для каменных углей и
известняка зависимость Кф от размера
частиц дана на рис. 12-7.
Среднее значение коэффициента
формы для угольной пыли может быть
принято равным ЛСр.ф~1,75. Следова-
тельно,
Рис. 12-7. Изменение коэффициента
формы частиц от размера.
Для упрощения расчетов введено понятие условной поверхности
пыли Лооо, м2/кг, под которой понимают суммарную поверхность 1 кг
полидисперсной пыли, состоящей из различных по размеру частиц пра-
вильной формы (шара), Кф=1, с кажущейся плотностью P„T =
==1000 кг/м3. Следовательно,
(12-12)
Рпл
Величина Лооо может быть определена путем построения интеграль-
ной зерновой характеристики пыли по двум остаткам—7?эо и Т?2оо, раз-
бивки кривой на большое количество узких фракций и вычисления зна-
чений и Ф для каждой фракции с последующим суммированием
выражений 60-Ф/л*р по формуле (12-11).
На рис. 12-8 приведена номограмма МЭИ для определения услов-
ной поверхности полидисперсной пыли Fwoo по двум остаткам — 7?до
и /?200-
15*
227
Рис. 12-8. Номограмма МЭИ для определения поверхности пыли по двум остаткам,
FiOOO — f (^9О’> Л?20о) •
Экспериментальное определение удельной поверхности угольной
пыли производится прибором Дерягина [Л. 38], принципиальная схема
которого дана на рис. 12-9.
Принцип работы прибора заключается в следующем. Известно, что при протека-
нии сильно разреженного воздуха через пористое тело, например через пробу пыли,
7 в
Вход
воздуха
Вакуумный
насос
Рис. 12-9. Схема при-
бора Дерягина.
1 — реометр; 2 — капил-
ляр; 3 — дифманометр;
4 — спрессованная про-
ба угольной пыли; 5 —
кювета; 6 — вакуум-
метр; 7 — кран; 8 —
трехходовой кран; 9 —
кран; 10 — вакуумный
шланг,
в потоке создается кнудсенов-
ский режим. Последний харак-
теризуется тем, что длина сво-
бодного пробега молекул воз-
духа до их столкновения меж-
ду собой становится очень
большой и соответственно чи-
1лэ соударений ничтожно ма-
лым по сравнению с числом
столкновения молекул со стен-
ками сквозных пор, т. е. с на-
ружной поверхностью пылевых
частиц. Чем мельче порошок,
гем больше суммарная поверх-
ность частиц пыли и соответ-
ственно больше число столкно-
вений молекул воздуха с по-
верхностью угольных пылинок
и поэтому тем больше и поте-
ря давления воздуха при про-
хождении им пробы пыли при
данном расходе воздуха. Рас-
ход воздуха через капилляр 2
определяется по показанию
реометра 1 йрвом, см. Потеря
давления воздуха в пробе пы-
ли Лдиф, см, измеряется дифма-
нометром 3 (рис. 12-9).
228
Расчетная формула для определения поверхности пыли с помощью прибора Де-
рягина имеет следующий вид:
К273Ч-Л Г 52 1 Лдиф
Кприб — (12-13)
В формуле:
t — температура, °C;
Рбар — барометрическое давление воздуха, см рт. ст.;
8 — пористость и рд5р—насыпная плотность спрессованного образца пыли, кг/м3:
рнзс
’ = 1—"S'! (12-14)
Рпл
(12-15>
В формулах (12-14) и (12-15):
Р — масса навески пыли, засыпанной в кювету, кг (обычно 10—20 г);
^обр — объем спрессованной пробы пыли, м3;
5Кюв — площадь сечения кюветы, м2;
/обр — длина (высота) спрессованного образца пыли в кювете, м;
РплЖ—кажущаяся, объемная плотность пыли, кг/м3;
Кприб — постоянная прибора, зависящая от плотности жидкости, заполняющей
дифманометр (t/диф), и от характеристики капилляра 2 (рис. 12-9):
180с1диф5кюв
Хприб = l = const. (12-16)
I/O
Здесь б/диф — в г/см3; 5КЮВ — в см2; &о — характеристика или константа капилляра, по-
казывающая секундный расход воздуха (см3/с) на 1 см шкалы реометра, определяемая
экспериментально по данным градуировки капилляра.
Влажность пыли
Важной характеристикой угольной пыли является влажность
ее W™, %• Чем сильнее подсушена пыль, т. е. чем меньше 1ГЛЛ, тем
легче она воспламеняется и лучше протекает процесс горения.
В процессе размола уголь подсушивается за счет тепла горячего
воздуха или топочных газов до величины, близкой или несколько боль-
шей аналитической (гигроскопической) влажности топлива *.
Более глубокая подсушка не допускается из условий взрывобез-
опасности. Для разных топлив, имеющих различную начальную влаж-
ность, допускаемая правилами взрывобезопасности влажность пыли
имеет следующее значение:
для топлив марок АШ и Т подсушка топлива в процессе пылепри-
готовления осуществляется до величины IFa;
для каменных углей и сланцев — до влажности пыли, равной от
ТГпл = 0,5^7а до Гпл =
для бурых углей соответственно до величины от IFnjI=W7a до WnjI =
= Га + 5%;
для фрезторфа сушку производят до величины, равной
[Л. 2]. Недостаточная подсушка угля затрудняет транспортирование
пыли по трубопроводам системы пылеприготовления и подачу ее к го-
релкам и резко ухудшает процесс размола, ведет к снижению произ-
водительности мельницы и росту расхода энергии на размол.
* Аналитическая №а и гигроскопическая Ц7ГИ влажность топлива очень близки по
своей величине.
229
Пересушка любого топлива, кроме топлива марки АШ, сверрс ука-
занных значений не допускается, так как пересушенная пыль легко са-
мовозгорается.
Взрываемость пыли
Угольная пыль почти всех топлив, за исключением АШ, обладает
склонностью к образованию вместе с воздухом взрывоопасной смеси.
Наиболее взрывоопасными являются частицы пыли с размером менее
0,2 мм (для торфа и сланца), менее 0,45 мм (для бурых углей) и ме-
нее 0,12 мм (для каменных углей).
Взрыв угольной пыли является следствием воспламенения
выделяющихся при нагревании пыли летучих горючих газов, вступаю-
щих в реакцию с кислородом газовоздушной среды, в которой пыль
находится. При недостаточном содержании кислорода возникновение
взрыва невозможно. Предельное содержание О2 в сушильном агенте,
при котором пыль уже не взрывается, составляет: для торфяной и слан-
цевой пыли —16%, для пыли бурых углей—18%, для пыли каменных
углей— 19%.
Наличие в сушильном агенте инертны^ продуктов сгорания, а так-
же водяных паров снижает взрывоопасность пылеугольной смеси за
счет снижения процентного содержания кислорода.
На взрывоопасность угольной пыли, помимо процентного содер-
жания кислорода в пылевоздушной смеси, влияют также следующие
факторы: величина выхода летучих Vr; температура сушильного агента
за мельницей /"м; влажность IFp и зольность Ар рабочей массы топли-
ва; влажность пыли IFnJI; тонкость помола угольной пыли, характери-
зующаяся величинами 7%0 и 7?гоо; концентрация топлива в пылевоздуш-
ной смеси ц.
Ниже рассматривается влияние указанных факторов.
Чем больше выход летучих, тем больше опасность взрыва, лишь
при выходе летучих менее 8% топливо является невзрывоопасным.
Такими топливами являются донецкие антрацит (АШ, Vr = 3,5%) и
полуантрацит (ПА, Vr=7,5%).
Чем больше температура сушильного агента за мельницей тем
болыйе опасность взрыва. Поэтому температура Г'м для большинства
топлив не должна превышать 70—80°С, а для тощих углей 130°.
Для АШ величина t"M условиями взрывоопасности не ограничивается.
Чем больше влажность и зольность рабочего топлива, тем меньше
опасность взрыва.
Чем меньше влажность пыли, т. е. чем сильнее пыль пересушена,
тем больше опасность взрыва.
Таблица 12-1
Взрывоопасные концентрации топлива
Вид топлива У'мин’ кг/м3 1 , кг/м3 ^макс* кг/м3 ман МПа
Каменные угли 0,32—0,47 1,2—2 3—4 0,13—0,17 1,3—1,7
Бурые угли 0,215—0,25 1,7—2 5—6 0,31—0,33 3,1—3,3
Торф 0,16—0,18 1—2 13—16 0,31—0,33 3,1—3,3
230
Чем пыль тоньше, тем больше ее поверхность и тем быстрей она
прогревается и опасность взрыва возрастает; при грубом помоле, когда
в пыли преобладают крупные фракции, опасность взрыва меньше. При
(-/?2оо)"м>30% взрыва не происходит. Это имеет место при размоле
бурых углей в молотковых мельницах, когда пыль за сепаратором име-
ет тонкость помола (7?9о)"се = 55-г-6О°/о и (R200)"се=224-28%, что дает
с учетом кратности циркуляции топлива в системе молотковая мельни-
ца— сепаратор значение (7?2оо)"м>30%.
Исследованиями установлено, что взрывы угольной пыли могут
произойти при значениях концентрации топлива в пылевоздушной сме-
си в пределах, приведенных в табл. 12-1. При этом максимальное дав-
ление газов при взрыве развивается при некотором промежуточ-
ном значении концентрации р.
/’макс
При работе мельниц концентрация пыли в воздухе обычно нахо-
дится в пределах взрывоопасных концентраций, что должно учитывать-
ся при конструировании системы пылеприготовления.
Транспортные свойства угольной пыли
Угольная пыль хорошо транспортируется потоком воздуха или про-
дуктами сгорания. Пылевоздушная смесь образует весьма подвиж-
ную эмульсию, обладающую свойствами жидкости, и легко пере-
качивается по трубам. В индивидуальных системах пылеприготовления,
располагаемых непосредственно у парогенератора, концентрация пыли
в воздушной смеси сравнительно невелика и составляет обычно p,i=
= 0,5ч-l кг пыли на 1 кг воздуха (или газов).
При наличии центрального пылезавода (ЦПЗ) транспортировка
пыли из бункеров ЦПЗ к пылевым бункерам парогенераторов произво-
дится при высоких концентрациях (порядка 30—35 кг пыли/кг возду-
ха) по трубопроводам малого сечения перекачивающими насосами,
в которых пыль смешивается со сжатым воздухом, имеющим давление
0,5—1 МПа (5—10 кгс/см2). Перекачка высококонцентрированной пы-
левоздушной смеси может производиться на большие расстояния, по-
рядка нескольких сотен метров.
12-3. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ТОНКОСТЬ ПОМОЛА
Оптимальной или экономической тонкостью помола называется
такая величина 7?90эк, при которой суммарные затраты, связанные с рас-
ходом электроэнергии на размол и на
ремонт мельничной установки, с одной
стороны, и затраты, связанные с поте-
рей топлива от механического недожо-
га,— с другой, достигают минималь-
ного значения.
Для нахождения величины Д90Эк
проводят совместные испытания паро-
генератора и системы пылепритотовле-
ния при разных значениях Т?90. По дан-
ным испытаний строят зависимость по-
тери <74 от Т?90, которая с ростом Д9о
увеличивается, и зависимость затрат
на пылеприготовление Эм от Д90, кото<
рые с ростом Д9о, напротив, уменьша-
ются (рис. 12-10). Суммарная кривая
(<74-|-Эм) по мере роста Д90 сначала
Рис. 12-10. Экономическая тонкость
помола.
231
снижается, достигает минимума при значении 7?эоэк (точка Л) и затем
снова повышается. Так как кривая (д^+Зм) в районе точки А имеет
пологий характер, то говорят не о точке Т?9оэк, а о зоне экономической
тонкости помола, охватывающей близкий к горизонтальному участок
А'АА".
Числовые значения 7?99эк, полученные по данным испытаний, состав-
ляют при размоле топлив в шаровых барабанных мельницах: АШ —
6—7%, Т — 8—10%, каменные угли — 20—25%, бурые угли — 30 —
40%; при размоле топлив в молотковых мельницах— бурые угли Т?9оэк =
= 55^-60%, каменные угли — 25—30%, сланцы — 35—40%.
На величину экономической тонкости помола влияют:
1) выход летучих Уг— чем больше Vr, тем больше 7%оэк;
2) коэффициент полидисперсности пыли п— чем выше п, тем боль-
ше Яэоэк (например, при размоле бурого угля в шаровых барабанных
мельницах п = 0,85, 7?эоэк=35%, а при размоле в молотковых мельницах
п— 1,2-4-1,3, Яэоэк = 55%);
3) конструкция топки и горелочных устройств и теплонапряжение
топочного пространства — чем совершеннее аэродинамика топки, тем
грубее может быть пыль и соответственно больше 7?99эк.
12-4. ЗАКОН ИЗМЕЛЬЧЕНИЯ ТОПЛИВА
Процесс размола топлива как хрупкого материала подчиняется
закону Риттингера [Л. 37]: затрата энергии на измельчение материала
пропорциональна величине образующейся поверхности пыли
5рзм = А/^обр. (12-17)
В уравнении (12-17):
«Эрзи — действительный удельный расход электроэнергии на размол
1 т топлива, кВт-ч/т;
^обр — величина образовавшейся в процессе размола удельной по-
верхности пыли, м2/т;
А — коэффициент пропорциональности, кВт-ч/м2, характеризующий
твердость материала, удельную затрату энергии на образование еди-
ницы новой поверхности пыли, а также учитывающий потери энергии,
сопутствующие процессу размола топлива, т. е. степень совершенства
процесса измельчения.
Величина образующейся поверхности пыли
/?обр = 7,пл Fn.y (12-18)
является абсолютной мерой тонкости размола. Удельная поверхность
FH.y исходного дробленого угля, поступающего в мельницу, составляет
обычно величину Аи.у~30-н50 м2/кг, а поверхность готовой пыли Tn™
равна от 300 до 2000 м2/кг и более.
Расход электроэнергии собственно на измельчение, т. е. теоретиче-
ский расход
*5теор ==СГтеор7'обр, (12-19)
где
Отеор — энергия поверхностного натяжения, кВт-ч/м2, т. е. количество
энергии, требующееся на образование 1 м2 новой поверхности пыли.
Величина оте0р есть абсолютная мера твердости измельчаемого ма-
териала. Так как в промышленных устройствах
А Отеор,
232
то
Отношение
*5рзм Э теор-
(12-20)
(12-20а)
______ Этеор _ Стетр
7JP3M_— — —д
С/рзМ
характеризует совершенство процесса размола, т. е. его к. п. д.
Из формулы (12-20) следует, что
д Зтеор
^рзм
Коэффициент полезного действия существующих размольных
устройств невелик и составляет величину порядка 2—5%, поэтому по-
вышение его является актуальной задачей. Подстановка выражения
(12-20а) в формулу (12-17) дает более полное выражение для закона
измельчения [Л. 37]
О ____ _ РобХ>
*-7рзм — °теор -->
Чрзм
т. е. удельный расход электроэнергии на размол пропорционален твер-
дости материала оте0р, величине образующейся поверхности Fo^ и
обратно пропорционален к. п. д. процесса размола т]рзм.
Общий расход электроэнергии на размол тонны топлива Эрзм скла-
дывается из полезной «поверхностной» затраты энергии Этеор=ЭПов на
образование новых поверхностей пыли, т. е. собственно на измельчение
(менее 5%), и из расхода энергии на потери, сопутствующие процессу
размола — на упругое деформирование частиц угля Эупр.деф, на износ
поверхности мелющих тел Эизн (сумма ЭуПрдеф и Эизн составляет около
70%) и на преодоление потерь трения в элементах приводного меха-
низма от электродвигателя до мельницы ЭпрИв (около 25—30%):
«5рзм == 5 по в 4“[‘Эупр.деф ~Ь ‘Эизн'Ь *5прив]- (12-22)
Учитывая формулу (12-22), выражение для к. п. д. процесса раз-
мола можно записать так:
(12-21)
Эпов
(12-23)
^Рзм Эпов -f- [5уПр.деф+ Эизн 4- Эприв]
Из анализа выражений (12-21) и (12-22) для Эрзм можно опреде-
лить пути снижения затрат энергии на измельчение топлива и повы-
шения экономичности мельничных установок.
Это, во-первых, уменьшение твердости материала (Ттеор, частично
достигаемое в процессе сушки, когда подсушенное топливо становится
более хрупким и поэтому легче размалывается, чем сырое топливо,
обладающее значительной упругостью. При этом уменьшается также
потеря энергии Эупр.деф-
Значительное уменьшение твердости измельчаемого топлива получается в случае
применения поверхностно-активных веществ (ПАВ), добавление которых в очень малых
количествах к размалываемому топливу на тракте топливоподачи весьма существенно
повышает размолоспособность топлива за счет образования в угольных частицах боль-
шого количества расклинивающих трещин.
Во-вторых, снижение величины ^обр, достигаемое путем предотвра-
щения излишнего переизмельчения пыли, что контролируется по значе-
ниям Rg0 и /?2оо и коэффициенту полидисперсности пыли п. При равных
Rgo, но разных п более высокое значение п указывает на меньшую ве-
личину поверхности пыли /7Пл- При уменьшении F06p снижение общего
удельного расхода энергии на размол Эразм достигается как за счет
233
снижения расхода энергии на собственно образование, вскрытие новых
поверхностей пыли 5ПОв, так и за счет снижения сопутствующих за-
трат Энергии «Эудр.деф И 5изи"
В-третьих, повышение к. п. д. мельничной установки т]Разм за счет
совершенствования процесса размола в существующих мельницах пу-
тем организации своевременного выноса готовой пыли из зоны размола;
применения эффективной, правильно рассчитанной вентиляции размоль-
ной камеры; применения более экономичных принципов измельчения
(раздавливание и истирание вместо удара); более совершенной конст-
рукции пылеугольных сепараторов, являющихся органической частью
мельничного устройства (например, вращающихся вместо неподвижных
центробежных); улучшения конструкции привода и применения, на-
пример, более сложного в изготовлении и эксплуатации, но более эко-
номичного фрикционного привода (в ШБМ) вместо зубчатого.
12-5. КОЭФФИЦИЕНТ РАЗМОЛОСПОСОБНОСТИ ТОПЛИВА
В связи с трудностями определения величин (утеОр и т]рзм, что дела-
ет крайне затруднительным и расчет удельного расхода энергии по
формуле (12-21), в практике при расчете 5рзм в качестве характеристи-
ки размольных свойств топлива вместо сгтеор пользуются так называе-
мым лабораторным относительным коэффициентом размоло-
способност и топлива кЛо- Последний может быть определен как
отношение удельных расходов электроэнергии при размоле в стандарт-
ной лабораторной мельнице эталонного, наиболее твердого топлива и
исследуемого t-ro при условии, что оба топлива размалывают при
влажности воздушно-сухого состояния от одинакового начального раз-
мера частиц (одинаковой крупности дробления) до одинаковой тонко-
сти помола, т. е.
Кло = |=- (12-24)
В СССР (Принято определять кло по методу ВТИ [Л. 2], согласно
которому для определения кло в стандартную лабораторную шаровую
мельницу (с внутренним диаметром £>б = 270 мм, длиной Лб = 2Г0 мм,
частотой вращения Мб = 41,4 об/мин) загружается проба воздушно-су-
хого топлива фракции 2,36—3,33 мм, в количестве 500 г и производится
размол в течение т= 15 мин. За это время мельница совершает 621 обо-
рот. Продукт размола рассеивают на сите 90 мкм и определяют вели-
чину остатка Лэо-
По соотношению величин 7?эо для исследуемого t-ro топлива и
эталонного производится расчет величины кло. За эталонное принято
условно топливо, у которого после 15-минутного размола получается
Яэоэт —70% *.
Формула для расчета кл0 по методу ВТИ получается следующим
образом. Из основного закона измельчения, см. формулы 12-17 и
12-21, заменив Отеор = 1/дтеор, получим выражение для величины
Ктеор, м2/(кВт-ч), являющейся абсолютной мерой размолоспособности
топлива. Размолоспособность топлива, м2/(кВт-ч), характеризуется ко-
личеством образующихся (обнажаемых) в процессе размола квадрат-
* К эталонному топливу близко подходит по своим свойствам донецкий антраци-
товый штыб марки АШ, принимавшийся ранее за эталонное топливо.
234
них метров поверхности угольной пыли при затрате на размол единицы
электроэнергии:
= (12-25)
«^рзм^рзм
Записав полученное выражение для исследуемого г-го и эталонного
топлива и поделив первое на второе, получим выражение для опреде-
ления относительного коэффициента размолоспособности кл0:
__ Ктеор i _ f Дбр i \ /Зрзм.эт \ /^рзм.эт \
Ктеор.эт уДсбр.эту \ Зрзм I J ^рзм t J
Так как по методу ВТИ удельная затрата энергии на .размол про-
бы топлива в лабораторной мельнице одинакова для исследуемого и
эталонного топлива, то отношение Э,рзм.эт/‘ЭРзмг= 1. Отношение к. п. д.
процесса размола с известным приближением для лабораторной шаро-
вой мельницы также может быть принято равным единице ц(рзм эт/црзмг ~
«1.
В результате получаем:
кло = ^Й1Д, (12-26)
т. е. относительный лабораторный коэффициент размолоспособности то-
плива может быть найден не только по отношению удельных расходов
электроэнергии на размол, см. формулу (12-24), .но и по отношению
величин вновь образующейся поверхности пыйи при размоле в лабора-
торной мельнице исследуемого t-го топлива и эталонного. Пренебрегая
величиной Т^и.у в формуле (12-18) вследствие ее малости по сравнению
с величиной ?пл, можно формулу Д12-26) записать:
(12-27)
Гпл.эт
Правая часть формулы (12-27), по данным лабораторных опытов, мо-
- „ Л 100 \2/з
жет быть заменена отношением выражении 1 In — 1 , для испытуемого
и эталонного топлива, дающим результаты, достаточно хорошо совпа-
дающие с данными промышленных испытаний: ,
/ 100 \2/3
Кло
2/3/
Для /?9оэт = 70°/0 получим:
1
/ 100 \2/3
J_______= 2
100 \ 2/3
в результате формула для определения кло по методу ВТИ принимает
вид:
= 2 (In _122_V/3. (12-28)
ло /?90 iJ 4 ’
В качестве примера ниже приведены числовые значения кяо, найденные по методу
ВТИ, для нескльких типовых энергетических топлив: липовецкий Д (Приморский
край) — 0,7; кашпирский сланец (Куйбышевская область) — 0,8; южно-сахалин-
ский Б —• 0,85; тавричанский Б (Приморский край) — 0,85; анадырский Д (Магадан-
ская область)—0,90; донецкий АШ — 0,95; кизеловский Г (Пермская область), ретти-
ховский Б и бикинский Б (Приморский край), черногорский Д (Красноярский край),
гусино-озерский Б (Бурятская АССР), букачачинский Д (Читинская область) — 1;
235
угли Канско-Ачинского бассейна — назаровский Б—1,1, ирша-бородинский Б—1,2;
богословский Б (Свердловская обл.) — 1,2; итатский Б (Кемеровская область) — 1,30;
челябинский Б—1,32; экибастузский СС (Казахская АССР) — 1,35; воркутинский Ж
(Печорский бассейн) — 1,50; подмосковный Б—1,70; донецкий Т—1,80; кизил-кий-
ский Б (Киргизская ССР)—2,0; ангренский Б (Узбекская ССР)—2,1; эстонский сла-
нец и ленинградский сланец — 2,5.
Кроме принятого в «Нормах расчета и проектирования пылепри-
готовительных установок» [Л. 2] метода ВТИ определения £Ло, суще-
ствуют и другие методы, сущность которых заключается в следующем.
Так как мощность лабораторной шаровой барабанной мельницы
Ммел при размоле лроб различных топлив остается постоянной, то по-
лучаем:
q __ Ам п ________Ам
и £Г’
где Вэг и Вг,—производительность лабораторной мельницы соответст-
венно на эталонном и исследуемом топливе, кг/с.
Следовательно, вместо (12-24) формула для кло может быть запи-
сана
= (12-29)
т. е. относительный лабораторный коэффициент размолоспособности
топлива показывает также, во сколько раз при размоле воздушно-сухих
эталонного и исследуемого t-ro топлив, загруженных в равных массо-
вых количествах, производительность мельницы на t-м топливе больше,
чем на твердом эталонном топливе, при условии одинаковых начальном
размере частиц топлива и конечной тонкости размола.
По методу ЦКТИ (Л. 37], использующем формулу (12-29), величи-
ну Кло определяют по соотношению
К»о = 0Т75- (12-30)
В формуле
0,775 г/мин — производительность лабораторной шаровой барабан
ной мельницы ЦКТИ (Dq = 130 мм, Тб =120 мм, = 47 об/мин) на эта-
лонном топливе;
Bi — производительность на исследуемом топливе, г/мин, опреде-
ляется по проходу пыли через сито 90 мкм.
Пересчет значения коэффициента размолоспособности из шкалы
ЦКТИ в принятую в «Нормах расчета пылеприготовительных устано-
вок» шкалу ВТИ производится по формуле:
№ти = 0,34^™+0,61.
Так, например, при значениях л:^кти = 1; 1,2; 2,4; 4; 5,6 значения
^и==0,95; 1,0; 1,5; 2; 2,5.
По методу МЭИ [Л. 37] кло определяют как отношение затраты энер-
гии на единицу обнаженной поверхности пыли эталонного топлива
(дд?~ ’ кВт-ч/м2, к соответствующей затрате энергии для исследуемо-
го t-ro топлива, где Мм — мощность лабораторной мельницы, кВт; Ат —
длительность размола, ч; G — масса пробы топлива, кг; ДГ=
АГ 1000
=Аг 1ооо—приращение удельной поверхности пыли в процессе раз-
Рпл
мрла, м2/кг.
236
Так как Ам = const, то
/ Дт X
<«3" = 7^V' (12-31)
По методу Хардгроу (США) величина кло определяется по форму-
ле, аналогичной формуле (12-26):
та?,00' ’/», (12-32)
т. е. по соотношению значений поверхности пыли, подсчитанных при
£>“*=1000 кг/м3 соответственно для испытуемого ~и эталонного топлива,
без учета действительной плотности пыли.
По методу американского Горного бюро [Л. 37] определение кл0
производится по формуле, идентичной формуле (12-24):
1Уэттэт
АмГ.6 Ээт °эт .
ло Э[ NM ’
Gi
так как мощность лабораторной шаровой мельницы практически посто-
янна для разных углей, то NaT=Ni\ с другой стороны, так как количе-
ство готовой пыли также должно быть одинаково, то G3T = Gi; в резуль-
тате получаем:
^ло=^-, (12-33)
т. е. величина кло может быть найдена по соотношению времени раз-
мола в лабораторной мельнице эталонного и испытуемого топлива до
одинаковой тонкости помола.
В промышленных мельницах условия размола топлива отличаются
от лабораторных по начальной влажности и крупности дробления, при-
нятых при определении кло, поэтому необходимо вводить соответствую-
щие поправки; коэффициент размолоспособности рабочего топлива
определяется по соотношению:
= (12-34)
/7ДР
где 77ВЛ1 — поправка, учитывающая влияние влажности топлива на его
размолоспособность. Чем выше средняя влажность угля в процессе раз-
мола ^мел’ тем топливо труднее размалывается, тем эта поправка
меньше.
При средней влажности топлива, равной Wa, поправка равна еди-
нице. Так как средняя влажность топлива в процессе размола обычно
выше, чем аналитическая, то поправка /7ВЛ1 меньше единицы. Величина
77ВЛ1 рассчитывается по формуле
/(УРмакс)г-та^
//влх— (Грмакс)2 _. (Га)8 Ч
где и7Рмакс = 1 4- 1,07Ц7р,0/0 — максимальная влажность рабочего топлива.
Средняя влажность топлива в мельнице определяется в зависи-
мости от типа^мельницы по следующим формулам:
237
для шаровых барабанных мельниц, мельниц-вентиляторов и быст-
роходно-бильных мельниц
С» = "7'"+431|!"'Л • °/о; (12-35а)
для молотковых мельниц и среднеходных мельниц
Сел = 1У'" + уПЛ • “/»• (12-356)
В формулах (Г2-35а) и (12-356)
средственно перед мельницей, т. е. в
шильного участка перед мельницей.
W'M — влажность топлива непо-
нижнем конце нисходящего су-
__ U7P (100 - ц?пл) - 100 (U7P- ц?пл) а 0, я
М (100 — Ц7ПЛ) — (U7P — №пл)д ’ °'
В формуле:
а = 0,4 — доля влагосъема, снимаемая в нисходящем сушильном
участке;
1ГПЛ—влажность пыли за мельничной установкой, %.
Вторая поправка на влажность ПВл2 является коэффициентом пере-
счета количества размалываемого мельницей топлива со средней влаж-
ности в мельнице №^ел, при которой идет процесс размола, на влаж-
ность W сырого рабочего топлива:
100 — V7cp
' ___ w мел
вл2 “ 100 — WP
(12-35г)
Так как т0 коэффициент пересчета /7ВЛ2>1.
Поправка 77др на дробление топлива учитывает отклонение разме-
ра частиц угля, поступающего в мельницу, от размера частиц при опре-
делении Яло, и соответствующее снижение производительности мельни-
цы при увеличении начального размера частиц.
Изменение величины поправки 77др от крупности дробленого топли-
ва, характеризуемой величиной Т?5 остатка при просеве через сито
с ячейками 5X5 мм, выражается следующими данными:
/?5> о/о 5 10 15 20 25 30 35 40
77др 0,85 0,91 0,96 1,0 1,03 1,05 1,07 1,09
12-6. АБРАЗИВНОСТЬ ТОПЛИВА
Процесс размола топлив сопровождается износом поверхности ме-
лющих органов. Степень износа последних и длительность кампании
мельниц зависит в основном от абразивности топлива и износостойко-
сти материала мелющих органов.
Абразивные свойства угля характеризуются коэффициентом
абразивности, под которым понимают удельную величину износа
мелющих органов, выполненных из стали марки СтЗ, т. е. убыль их мас-
сы, приходящуюся на единицу подведенной к мельнице энергии,
гСтЗ/(кВт • ч):
с/.=и- (12-36)
Отношение абсолютного коэффициента абразивности данного то-
плива к соответствующему значению для взятого за эталон условного
238
топлива, имеющего ^ээт = ^ гСтЗ/(кВт-ч), называется относитель-
ным коэффициентом абразивности:
Лабр —• 77--
иЭэт
(12-37)
Таким образом,
Лабр —
Уз
0,3’
(12-37а)
Числовые значения абсолютного U3 и относительного лабр коэффи-
циента абразивности ряда энергетических топлив по данным ЦКТИ
приведены в дабл. 12-2 [Л. 40].
Коэффициент абразивности углей
Таблица 12-2
Наименование угля г СтЗ/(кВт-ч) кабр | Наименование угля г СтЗ/(кВт-ч) кабр
АШ 3,0 1,0 Челябинский Б 0,33 1,2
Анжеро-Судженский 0,81 2,7 Сулюктинский Б 0,2—0,28 0,7—0,9
ПС Подмосковный Б 0,27 0,9—1,0
Донецкий Г, ДМ 0,74 2,46 Кемеровский Т 0,25 0,8
Кизеловский 0,69 2,3 Артемовский Б 0,24 0,8
Черемховский Д 0,67 2,2 Сланец эстонский 0,18 0,67
Александрийский Б 0,20—0,46 0,65—1,5 Кемеровский Г 0,17 0,60
Су чане кий ,-Т 0,44 1,5 Канский Б 0,17 0,57
Гусинский Б 0,44 1,5 Кузнецкий ПЖ 0,17 0,60
Воркутинский ПЖ 0,43 1,43 Карагандинский ПЖ 0,11 0,40
Подгородненский Т 0,35 1,2 Кемеровский ПЖ 0,05 0,13
Ангренский^Б 0,32 1,1 Экибастузский СС 0,45 1,5
По величине коэффициента абразивности энергетические угли мо
гут быть разделены на следующие три группы:
1-я группа — угли, обладающие
зивности Кабр>2,3 и иэ>0,7 гСтЗ/(кВт
дое топливо, как АШ, донецкий Г
и др.;
2-я группа — угли средней абра-
зивности, Кабр—2,34-1 и £7э = 0,7-4-0,3
гСтЗ/(кВт-ч), сюда относятся, напри-
мер, воркутинский ПЖ, челябинский
Б и др.;
3-я группа — угли, обладающие,
малой абразивностью, лабр<1 и иэ<
<0,3 гСтЗ/(кВт-ч), сюда относятся
подмосковный Б, сланец эстонский, ка-
рагандинский ПЖ, кемеровский ПЖ.
Рассмотренные выше характери-
стики топлива Кло И Кабр между
собой связаны. Более твердые топ-
лива, потребляющие больше энергии
на размол, вызывают и более силь-
ный износ мелющих органов. Поэто-
239
му между кя0 и Лабр наблюдается определенная связь, представленная
на рис. 12-11, однако строгой количественной зависимости между ними
нет. .
С рассмотренной характеристикой топлива — коэффициентом абра-
зивности Кабр прямо связана другая характеристика процесса размола,
определяющая степень износа мелющих органов, — коэффициент изно-
состойкости.
Коэффициент относительной износостойкости i данного металла
представляет собой отношение коэффициента абразивности топлива
^э(СтЗ) ПРИ мелющих органах, выполненных из СтЗ к коэффициенту
абразивности t/э (СтХ) для того же топлива при мелющих органах, вы-
полненных из рассматриваемого металла X повышенной твердости:
• (СтЗ)
(СтХ)]
Подставляя в это выражение значения для £7э(Стз)и£7э (СтХ) по фор-
муле (12-36), получаем: ,
.___ А^(СтЗ) г СтЗ
д0(СтХ) Г СтХ
(12-38)
т. е. коэффициент относительной износостойкости показывает, во сколь-
ко раз больше изнашивается металла в мелющих органах из эталонной
СтЗ по сравнению с более твердой сталью X при подводе к мельнице
одинакового количества электроэнергии.
Числовые значения коэффициента относительной износостойкости
для нескольких распространенных металлов, применяемых в мельницах,
даны в табл. 12-3. В промышленных мельницах имеет место не чисто-
та б л и ц а 12-3
Относительная износостойкость металлов
Металл Твердость Средние величины относительной износостойкости i
смешанный износ (трением;и ударом) ударный износ
СтЗ Нв 140 1,0 1,0
40Г2 Нв 220 2,0 1,8
Г13Л Яв220 2,0 1,9
Отбеленный чугун 60 4,0 2,35
Т-620 (наплавка) /7^62 6,5 2,4—2,0
ударный, а смешанный износ — трением и ударом. Поэтому целесооб-
разно применение твердых сплавов для производства наплавок на била.
Характеристики основных энергетических топлив в процессе раз-
мола 1ГПЛ, кл0, Кабр, ^эо для разных типов мельниц приведены
в табл. 12-4.
240
ns—91
Характеристики основных энергетических топлив
Таблица 12-4
Выход Золь- Коэф- фици- Влажность Тонкость пыли Rao, % . Плотность топлива Относи- тельный
Наименование месторождения Марка топ’ива и к-пасс ент раз-
Район месторождения лету- чих кг, % Влажность WP, % ность АР, % моло- способ- ност и пьщи №пл, - о/ /О Д’’Я ШБМ Дпя ММ и М-В Для СМ Кажущая- ся Р^ПЖ. гтл ’ Насыпная „нас , . РТ1 > т/м3 коэффици- ент абра- зивности
кло т/м3 кабр
Донецкая, Луганская обл., Донецкий бассейн ГСП! 40 11,0 22,3 1,10 1,5—3,0 25 33 28 1,44 0,91 2,5
УССР, и Ростовская обл., Т 12 4,5 17,2 1,80 0,5—1,0 1V । — 13 1,48 0,93 1 0
РСФСР ПА 7,5 5,0 16,2 1,30 0,5—1,0 8 — 11 1,51 0,95 1 5
АШ 3,5 7,5 19,0 0,95 0,5—1,0 7 — 1,63 1,03 1 ’о
ж-ппм 30 9,0 35,5 1,59 1,0—1,5 20 22 — 1,58 0,99 1,0
Кемеровская обл., РСФСР Кузнецкий бассейн Г 40 8,5 и,о 1,30 1,5—3,0 25 33 28 1,35 0,85 1,5
т 13 6,5 16,8 1,60 0,5—1,0 11 — 14 1,46 0,92 1,0 1,о
сс 25 10,0 п,з 1,60 1,8—3,5 17 — 20 1,42 0,89
Казахская ССР Карагандинский бассейн к 28 6,5 24,4 1,40 0,8—2,0 18 20 21 1,48 0 93 1,0 1,0
Экибастузское месторож- сс 31 8.0 35,9 1,35 1,3—3,0 15—25* 15—29* 1,60 1,00
дение 11,4 1,80
Ленгеровское месторожде- ние Б 39 29,0 10—15 35 53 45 1,30 0,82 0,8
Тульская, Смоленская, Ка- Подмосковный бассейн Б 47 33,0 21,4 1,70 11—16 40 55 1,31 0,82 1,0
лининская и Рязанская (в целом) 26,5 1,75
обл., РСФСР Трест Черепетьуголь Б 55 32,0 11—16 40 60 .— 1,34 0,84 1,0
Коми АССР Печорский бассейн — Вор- Ж 33 5,5 16,5 1,50 0,9—2,0 21 26 24 1,41 0,89 1,4
кутинекое 25,4 1,15
Интинское д 40 11,0 3,5—5,0 25 33 28 1,50 0,95 2,0
УССР Днепровский бассейн:
(Правобережье) Семеноаско-А лексан- Б 58,5 55,0 12,2 1,25 14—24 40 60 55 1,06 0,67 1,5
дрийское 11,1 1,25
Коростышевское Б 58,0 55,5 14—24 , 40 69 55 1,06 0,66 1,5
Львовская и Волынская Львовско-Волынский бас- Г 39,0 10,0 16,2 1,20 2,0—3.5 24 32 27 1,42 0,89 2,0
обл., УССР сейн, Нововолынское
Башкирская АССР Бабаевское Б 65,0 56,5 7,0 1,70 14-24 40 60 55 1,01 0,64 1,0
Урал, РСФСР Кизеловский бассейн Г 42,0 55,0 25,7 1,00 0,8—1,5 „ 26 1,52 0,96 0,93 2,3 1,2 1,0 2,0
Челябинский бассейн Б 45,0 16,5 28,4 1,32 4,5—11,0 39 57 1 Л8
Егоршинское ПА 9,0 4.0 21.1 1,50 0,5—1,0 9 — И 1,57 0^99
Богословское Б 47.0 24,5 27,2 1,20 9,5—14,9 49 60 52 1,44 0,91
Грузинская ССР Ткварчельское Ж 41,9 11.5 35,0 1,40 0,8—2,5 25 35 1,52 0,96 0,92 1,5 3,о
Ткибульское Г 45,0 13,0 27,0 1,10 1,5-5,0 27 40 — 1,46
Узбекская ССР Ангренское Б 33,5 34,5 13,1 2,10 11—17 3) 48 41 1,28 0,8 1,1
Киргизская ССР Кок-Янгак Д 37,0 10,5 17,9 1,10 3,0—4,0 23 30 26 1 44 0,91 0,87 0,82 3.0 0,8 1.0
Сулюкта Б 33,0 22,0 13,3 1,30 5,9—12,0 30 48 41 1,38 1,31
Кизыл-Кия Б 35,0 28,0 10,4 2,00 10,0—15,0 32 50 42
242
Продолженае табл. 12-4
Выход лету- чих Рг, % Влаж- ность W"p,% Коэф- фици- Тонкость пыли R90, % П-отность топлива Относи- тельный коэффици- ент абра- зивности кабр
Район месторождения Наименование месторождения Марка топлива и класс Зольность др, % епт раз- моло- способ- ности ^ло Влажность пыли №пл, % ДЛЯ ШБМ ДЛЯ ММ и М-В ДЛЯ СМ Кажущая- „„ жаж ся , гтл т/м3 Насыпная нас , Q ртл • т/м3
Таджикская ССР Шураб Б 33,0 29,5 9,2 2,50 6,5—15,0 30 47 40 1,31 0,83 0,8
Красноярский край, РСФСР Канско-Ачинский бассейн: Ирша-Бородинское Назаровское Норильское Минусинский бассейн, Черногорское Б Б СС Д 48,0 48,0 24,0 41,5 33,0 39,0 4,0 14,0 6,0 7,3 26,9 11,6 1,20 1,10 1,60 1,00 12,0—16,0 13,0—19,0 1,0—1,5 2,0—6,0 40 40 16 25 60 60 52 52 20 1,22 1,20 1,55 1,35 0,77 0,75 0,98 0,85 2,0 1,0 1 ,о 4,0
Иркутская обл., РСФСР Черемховское Азейское Д Б 47,0 46,0 12,0 25,0 22,9 11,3 1,30 1,12 2,3—4,5 5,5—14,0 28 40 40 58 32 50 1,44 1,29 0,91 0,81 2,2 4,0
Бурятская АССР Г усино-Озерское Б 45,0 23,0 13,1 1,00 6,0—13,0 39 57 — 1,32 0,83 1,5
Читинская обл., РСФСР Букачачинское Черновское Г Б 41,5 43,5 8,0 33,5 9,2 7,6 1,20 1,25 2,0—4,0 11,0—16,0 25 38 34 . 55 28 48 1,33 1,22 0,84 0,77 2,0 1,5
Хабаровский край, РСФСР Райчихинское Ургальское Б Г 44,0 41,5 37,5 6,5 6,6 29,9 1,30 1,05 12,0—19,0 1 ,3—2,5 38 25 55 28 49 1,22 1,52 0,77 0,96 1,5 3,5
Приморский край, РСФСР Сучанский бассейн Подгородненское Артемовское Реттиховское Г т т Б Б 36,0 19,0 16,0 50,5 59,0 5,5 5,0 4,0 24,5 44,5 26,9 22,8 40,3 18,5 9,7 1,50 1,30 1,41 0,92 1,00 1,0—2,0 0,5—1,0 0,5—1,0 9,0—12,0 13,0—21,0 22 14 12 40 40 28 60 60 16 1,52 1,55 1,68 1,34 1,14 0,96 0,97 1,06 0,84 0,72 1,5 1,5 1,5 10,0 5,0
Якутская АССР Нерюгринское Сангарское СС Д 29,5 49,5 6,0 10,0 10,3 И ,7 2,10 1,10 2,5—3,5 2,0-3,5 19 30 21 40 22 32 1,44 1,32 0,91 0,84 1 ,о 3,0
Магаданская обл., РСФСР Вер хне-Аркаголи некое Анадырское Д д 43,0 49.0 19,0 17,5 13,0 12,4 1,00 0,90 6,0—9,0 5,5—7,5 26 30 — — 1,36 1,32 0,86 0,83 5,0 10,0
Южный Сахалин, РСФСР д г Б 47,0 42,5 47,5 10,0 9,5 , 20,5 17,6 10,0 11,5 0,90 1,10 0,85 2,3—3,5 1,3—3,5 5,0—10,0 28 26 40 35 60 28 1,38 1,31 1,32 0,87 0,83 0,83 10,0 3,0 10,0
Эстонская ССР Ленинградская обл., РСФСР Куйбышевская обл., РСФСР Сланец горючий То же * * — 90 90 80 13,0 11,5 17,5 40+14.4 44,2+16,4 49,7 + 9,5 2,5 2,5 0,8 1,5-2,5 1,5—2,5 3,5—6,0 35—40 35—40 40 35—40 35-40 40 — 1,61 1,72 1,77 1,01 1,08 1,11 0,67 0,70 10,00
— Торф фрезерный — 70 50,0 6,3 — 35,0—40,0 — — — 0,80—0,90 0,40—0,50 —
* Нижний предел принимается для отдаленных электростанций, верхний — для электростанций, расположенных вблизи месторождения.
ГЛАВА ТРИНАДЦАТАЯ
УГЛЕРАЗМОЛЬНЫЕ МЕЛЬНИЦЫ
13-1. ОСНОВНЫЕ ТИПЫ УГЛЕРАЗМОЛЬНЫХ МЕЛЬНИЦ
Углеразмольные мельницы различаются по применяемому принципу
измельчения топлива и по величине частоты вращения подвижной части
мельницы. В существующих типах мельниц размол происходит по прин-
ципу удара мелющих тел по частицам топлива, либо по принципу раз-
давливания кусков угля, зажатых между вращающейся и неподвижной
Рис. 13-1. Шаровая барабанная мельница с зубчатым приводом.
!• барабан; 2 торцевые стенки; 3-—полые цапфы; 4— втулки; 5 — коренные подшипники’ 6 —
редуктор; 7—шестерня; S — зубчатое колесо; 9, 70 — муфты; 7/— защитный металлический кожух
зубчатой передачи; 12 — углеподающий патрубок; 13 — пылевыдающий патрубок; 14 — сальниковые
уплотнения; 15 — штуцер возврата; 16 — монтажный люк; 17 — электродвигатель привода мельницы.
16* 243
частью мельницы, либо по принципу истирания угольных частиц, по
которым перемещается прижатое мелющее тело.
По частоте вращения мельницы подразделяются на тихоходные,
в которых частота вращения составляет 16—24 об/мин, среднеходные—
50—300 об/мин и быстроходные — 600—1500 об/мин.
Основные типы мельниц, применяемых в теплоэнергетике:
шаровые барабанные мельницы (обозначаются ШБМ),
молотковые мельницы (ММ),
среднеходные мельницы (СМ),
быстроходно-бильные мельницы ((ББМ) и
мельницы-вентиляторы ,(М-В).
В шаровых барабанных мельницах при вращении барабана за счет
центробежных сил шары поднимаются вверх и, достигнув некоторой
максимальной высоты, отрываются от стенки барабана и по параболе
падают вниз на угольный слой, производя работу измельчения топлива.
Таким образом, в ШБМ размол происходит главным образом за счет
удара падающих стальных шаров на практически неподвижное относи-
тельно шаров топливо, лежащее на внутренней броневой поверхности
барабана; кроме размола ударом в ШБМ имеет место также измель-
чение за счет истирания перекатывающихся после удара шаров по слою
топлива. По частоте вращения ШБМ относятся к тихоходным мель-
ницам.
В молотковых мельницах измельчение осуществляется главным об-
разом за счет удара быстровращающихся шарнирно закрепленных на
роторе мельницы мелющих тел — стальных молотков по частицам то-
плива, поступающим с небольшой скоростью в пространство между
молотками и неподвижным корпусом мельницы; кроме размола ударом
в молотковых мельницах частично размол происходит также за счет
раздавливания и истирания частиц топлива молотками мельницы. По
частоте вращения молотковые мельницы относятся к классу быстро-
ходных мельниц, в них частота вращения ротора составляет от 600 до
1000 об/мин.
В среднеходных мельницах, получивших свое название в связи
с тем, что в них частота вращения ротора находится в пределах 100—
300 об/мин (т. е. является средней между частотой в тихоходных и бы-
строходных мельницах), измельчение осуществляется по принципу раз-
давливания за счет воздействия на куски топлива (расположенные на
вращающемся размольном столе) прижимаемых с большой силой ме-
лющих тел — стальных шаров или валков.
В быстроходно-бильных мельницах размол осуществляется, как и
в молотковых, в основном за счет удара вращающихся, неподвижно за-
крепленных на роторе мелющих тел — стальных бил о частицы топлива,
поступающего в пространство между ротором и неподвижным корпу-
сом мельницы. Частично размол в быстроходно-бильной мельнице осу-
ществляется и за счет истирания топлива наружными гранями бил.
По частоте вращения быстроходно-бильные мельницы относятся к бы-
строходным, в них частота вращения ротора составляет обычно
1500 об/мин.
Мельницы-вентиляторы выполняют одновременно роль и вентиля-
тора, подсасывающего сушильный агент — топочные газы к мельничной
установке, и собственно мельницы.
Размол топлива в мельницах-вентиляторах осуществляется прак-
тически по принципу чистого удара мелющих элементов — лопаток ро-
244
8
3
Рис. 13-2. Шаровая барабанная мельница с фрикционным приводом (типоразмер — 380/600).
1 — электродвигатель; 2, 3 — зубчатые муфты; 4 — соединительный вал; 5 — приводные ролики; 6—опорные подшипники качения; 7_опорные ро-
лики; 8 — гладкие цилиндрические венцы; 9—барабан мельницы; 10 — углеподающий патрубок; И— пылевыдающий патрубок- 12— цилиндриче-
ская часть барабана; 13— торцевые стенки. ’
to
СП>
Рис. 13-3. Броня ШБМ
а — ступенчатая; б —волнистая; в—каблучковая; г — с карманами.
тора о частицы топлива, поступающего вместе с сушильным газом ко
всасу мельницы-вентилятора.
По частоте вращения мельницы-вентиляторы относятся к классу
быстроходных мельниц, в них скорость вращения ротора составляет ве-
личину от 600 до 1500 об/мин.
Шаровые барабанные мельницы
Шаровые барабанные мельницы выполняются как вен-
тилируемые, так и невентилируемые или слабовентилируемые. На
рис. 13-1 ,и 13-2 представлена конструкция вентилируемой ШБМ: с двух-
ступенчатым зубчатым приводом (рис. 13-1), с фрикционным приводом
(рис. 13-2).
Мельница представляет собой цилиндрический стальной барабан,
закрытый с обеих сторон торцевыми стенками конической формы. Тол-
щина стенок корпуса барабана составляет 20—25 мм, диаметр корпу-
са— от 1,5 до 4 м и длина цилиндрической части — от 2,5 до 12 м.
Барабан заполняется на 15—30% своего объема мелющими телами,
чаще всего стальными шарами диаметром от 25 до 75 мм. Для защиты
от износа барабан изнутри покрывается броневыми плитами из марган-
цовистой стали толщиной около 100 мм (рис. 13-3). Броневые плиты
имеют фигурный профиль, чаще всего волнистой формы, иногда ступен-
чатой; применяют также броню «каблучковую», т. е. с коническими вы-
ступами и броню с карманами. Между барабаном и броневыми плита-
ми для уменьшения шума прокладывается слой асбеста толщиной 10—
15 мм. Снаружи барабан покрывается слоем войлока толщиной 40—
70 мм, играющим роль тепловой и звуковой изоляции, а поверх войло-
ка— металлическим кожухом толщиной 2 мм,
В конструкции барабана с зубчатым приводом (рис. 13-1) торце-
вые крышки имеют снаружи полые цапфы 3, с помощью которых бара-
бан опирается на коренные подшипники скользящего типа 5. На вход-
ной стороне барабана цапфа имеет уступы (упоры) для фиксации по-
ложения мельницы, цапфа выходной торцевой стенки упоров не имеет,
чем обеспечивается свободное расширение барабана, нагреваемого во
время работы за счет горячего сушильного агента.
Неподвижные углеподающий 12 и пылевыдающий 13 патрубки со-
единяются с вращающимися полыми цапфами барабана с помощью
сальниковых уплотнений 14 с войлочными или фетровыми кольцами.
На углеподающем патрубке располагается штуцер 15 возврата из сепа-
ратора крупных фракций пыли.
Для предотвращения забивания соединительных патрубков мель-
ницы углем или пылью они располагаются под углом 45° и выполня-
ются эллиптического или чаще корытообразного сечения. Скорость су-
шильного агента в мельнице колеблется от 1 до 3,5 м/с, сопротивление
мельницы с патрубками составляет от 1 до 3 кПа (от 100 до 300 мм
вод. ст.). Сушка топлива происходит в процессе размола за счет тепла
сушильного агента — горячего воздуха или смеси горячего воздуха
с топочным газом, а вынос продуктов размола осуществляется отрабо-
танным сушильным агентом. Температура сушильного агента перед под-
шипником входной горловины мельницы не должна быть выше 450°С.
В ШБМ с фрикционным приводом барабан опирается с помощью
расположенных на концах его двух гладких цилиндрических венцов 8
(приводных колес) на четыре ролика, из которых два приводных 5 и
два опорных 7 (рис. 13-2). Коренные подшипники здесь отсутствуют,
247
Рис. 13-4. Схема невентилируемой шаровой
барабанной мельницы (НШБМ).
I, II — размольные отсеки; III — отсек готовой
пыли; / — корпус барабана; 2— патрубки, по-
дающие сухой уголь («сушонку»); 3 — перегород-
ки с отверстиями; 4 — шлицы для отвода пыли;
5 — сборник пыли.
торцевые стенки 13 разгружены
и имеют более легкую конструк-
цию. Вал 4 с приводными роли-
ками с помощью муфты 2 соеди-
няется либо с редуктором при
электродвигателе с обычной ча-
стотой вращения 730 об/мин,
либо, как показано на рис.
13-2, — непосредственно с валом
тихоходного электродвигателя 1,
имеющего 100—150 об/мин.
Фрикционный привод более эко-
номичен, чем зубчатый, так как
вместо трения скольжения в ко-
ренных подшипниках ШБМ с зубчатым приводом здесь имеет место
трение качения в фрикционных передачах. Для удовлетворительной
работы фрикционного привода требуется тщательная шлифовка фрик-
ционных колес и роликов и высококачественный монтаж оборудования.
В невентилируемой шаровой барабанной мельнице (НШБМ), схе-
ма которой дана на рис. 13-4, сушка топлива ведется в отдельных су-
шильных устройствах и в мельницу поступает уже подсушенный
уголь («сушонка»); продукт же
цы механическим путем. Из-
мельчение топлива в НШБМ
происходит в основном за счет
удара падающих стальных ша-
ров на угольную массу и отча-
сти за счет раздавливания и
истирания угля перекатываю-
щейся массой шаров в нижней
части барабана.
По мере износа шаров
производится периодическое J
добавление новых шаров в ба- !
рабан на ходу мельницы через
воронку на углеподающем па-
трубке. Эффективность процес-
размола выгружается из мельни-
Рис. 13-5. Траектория и высота падения шаров
в ШБМ.
а — траектория падения шаров в ШБМ; б —к опре-
делению лспт; в—изменение высоты падения шаров
от степени заполнения барабана; г — влияние изме-
нения диаметра барабана на высоту падения шаров.
са измельчения определяется
высотой падения шаров в ба-
рабане Лд.ш- На рис. 13-5,а, б,
в, г показана траектория па-
дающих шаров в барабане.
Чем больше высота падения
шаров, тем выше эффект размола, т. е. тем больше производительность
мельницы Вм, но одновременно в несколько большей степени возраста-
ет затрата мощности WM и удельный расход электроэнергии на размол
Эм, равный отношению мощности Мм к производительности Вм.
Высота падения шаров в барабане в свою очередь зависит от сле-
дующих четырех основных факторов:
частоты вращения барабана «б, об/м;
степени заполнения барабана шарами фб, под которой понимают
отношение объема шаровой загрузки ко всему объему барабана Vs,
фб =
^ш/Рн.Ш
Уб
248
где Gm — общая масса шаровой загрузки, т; рн.ш=4,9 т/м3— насыпная
плотность шаров;
профиля или формы брони;
диаметра барабана Dq.
С повышением частоты вращения барабана высота падения шаров сна-
чала возрастает, достигает максимального значения при оптималь-
ной частоте вращения Пб.опт, при дальнейшем увеличении частоты вра-
щения Лп.ш уменьшается, а при достижении так называемой критиче-
ской частоты вращения пкр падает до нуля.
Под критической частотой вращения барабана понимают такую ча-
стоту вращения, при которой действующая на шары сила тяжести
уравновешивается центробежной силой, в результате чего стальные
шары вместе с углем прижимаются к внутренней поверхности бараба-
на и как бы «прилипают» к ней, вращаясь вместе с барабаном как
одно целое. Поскольку при пкр прекращается падение шаров внутри
барабана, прекращается также и процесс измельчения топлива и про-
изводительность мельницы падает до нуля.
Критическая частота вращения барабана /гкр может быть найдена
из соотношения, выражающего равенство действующих на шар сил —
центробежной iP=mW2KVIP^ и силы тяжести шара G=mg, где т —
масса шара, кг; №кр — критическая частота вращения, равная
117 __ гс£)б/?кр I
” КР — ~50 ’ М/ с’
Rq = Dq/2— радиус барабана, м; g=9,81 м/с2 — ускорение силы тяжести.
Из равенства
mFKP
л2Х)2бЛ2кр_ п ___ 1790
или "бО2Дб/2 следует тг2кр=-^- или
42,3
п^~ W
(13-1)
опти-
соот-
силы
Рабочая или оптимальная частота вращения барабана nonT мень-
ше, чем пкр; при nonT отрыв шаров от внутренней поверхности барабана
происходит в некоторой точке А (рис. 13-5,6), характеризуемой
мальным углом отрыва аОпт, при котором высота падения шара и
ветственно эффект размола максимальны.
Условие равенства центробежной силы Р и составляющей
тяжести шара в точке А имеет вид (рис. 13-5,6):
/и!172опт / \
д-/2--= \mg) C0S аопт,
с учетом соотношения
тту яДб^ОПТ
И/опт== 60
получаем:
, 1790
fl2 от— —77-----COS Лопт>
249
откуда
71опт —'Х/ г\ VCOS Лопт ИЛИ /2опт — Икр j/"COS &опт-
V
(13-2)
Для барабана с волнистой броней при степени заполнения фб^О,2О
максимальная высота падения шара имеет место при аОпт~55°, чему
соответствует значение
cos аопт ~ cos 55° = 0,58 и /г0Пт = /гкр]А),58 = 0,76тгкр>
или с учетом (13-1) получаем:
__ 32
И0ПТ-- ‘
VD6
(13-2а)
При каблучковой броне, у которой сцепление шаров с поверхно-
стью брони лучше, чем у волнистой, отношение /гОпт/якр ((при фб = 0,20)
получается равным ~0,64 (вместо 0,76 при волнистой броне). Измене-
Рис. 13-6. Зависимость фб опт от
относительной частоты вращения
барабана не/нопт.
а — волнистая броня; б — каблучко-
вая броня.
ние высоты падения шаров от степени за-
полнения барабана ф представлено для
волнистой брони при n/nKp=0,75 на рис.
13-5,в, из которого видно, что с ростом ф
(до 40%) Ап.ш растет, а затем снижается.
Эта зависимость сохраняет свой характер
и для других значений ПбМкр- Итак,
изменяется как с ростом ПбМкр, так и
с ростом фб, достигая максимума, а затем
уменьшаясь. Следовательно, выбор зна-
чений Иб/^кр и фб не может производить-
ся произвольно и независимо друг от
друга, а лишь из условия получения ма-
ксимального значения Лп.ш, с учетом сле-
дующей связи, существующей между оп-
тимальным значением фб.опт и относи-
тельной частотой вращения барабана nln^, 'выражающейся для волни-
стой брони уравнением
'фб.опт-------------------
0,12
(«б/Лкр)1’73
(13-3)
или кривой фб.опт=/(Нб//1кр) (см. рис. 13-6, кривая а).
Таким образом, полученное выше для волнистой брони значение
Яб.оптМкр== 0,76, отвечающее степени заполнения барабана фб.опт=0,20,
является частным случаем общей зависимости (13-3). При меньших
значениях ПбМкр значение фб.опт соответственно увеличивается, а при
больших — уменьшается.
Для каблучковой брони сохраняется та же закономерность изме-
нения фопт от ПбМкр при несколько иных числовых соотношениях
(рис. 13-6, кривая б).
На практике оптимальные значения относительной частоты враще-
ния барабана (пОптМкр) находятся в пределах 0,74—0,80 для волни-
стой брони и 0,60—0,67 для каблучковой, причем большие значения
относятся к мельницам большой мощности.
Влияние диаметра и длины барабана на производительность мель-
ницы и затрату мощности выражается по-разному. С увеличением дли-
ны барабана Lq пропорционально растет производительность Вм и рас-
250
ходуемая мощность 7VM; с увеличением же диаметра барабана Dq эф-
фективность размола резко возрастает: производительность — пропор-
ционально £>б2,4, а расходуемая мощность — пропорционально D3&. Это
связано с тем, что с увеличением D& сильно увеличивается высота па-
дения шаров (рис. 13-5,г), а следовательно, и полезная работа измель-
чения топлива и энергия на подъем шаров, но удельный расход энергии
с ростом £>б и ^п.ш несколько повышается.
На работу ШБМ существенное влияние оказывает режим вентиля-
ции. При малых скоростях воздуха вынос пыли из барабана затруднен,
происходит переизмельчение пыли и падение производительности мель-
ницы. С ростом скорости вентиляции вынос пыли усиливается и про-
изводительность мельницы возрастает до некоторого максимального
значения. При чрезмерно больших скоростях вентилирующего агента
имеет место вынос наряду с готовыми частицами пыли и крупных ку-
сочков угля. В результате сильно перегружается сепаратор и весь цир-
куляционный контур «мельница — сепаратор — труба возврата мель-
ница», что ведет к резкому возрастанию сопротивления пылесистемы и
снижению (Производительности.
Опытами установлено, что оптимальный .режим вентиляции, отве-
чающий минимальному суммарному расходу электроэнергии на размол
и пневмотранспорт, достигается при «напряжении» объема барабана,
т. е. расходе вентилирующего агента на 1 ,м3 объема барабана! равном
Я0ПТ==-_МВ- опт } 1QQ _ 1300 (Мз/Ч)/Мз.
Убар 7
Следовательно, оптимальная производительность мельничного вен-
тилятора Умв.опт, м3/ч, связана с объемом барабана Уб, м3 соотноше-
нием
У МВ, опт //оптУбар. (13-4)
Зависимость коэффициента вентиляции Квен.=Вм/В^опу от отноше-
ния HjHo-пт или Умв/Умв,опт, где Вм.опт—оптимальная производитель-
ность мельницы, отвечающая значению //опт (Умв.опт), показана на
рис. 13-7, из которого видно, что при уменьшении напряжения объема
барабана или производительности мельничного вентилятора ниже
оптимального значения производительность мельницы резко снижается,
а при повышении сверх оптимального—- очень слабо возрастает.
Оптимальный расход воздуха через пылесистему при расчетной или
максимально-длительной производительности мельницы*, т. е. необхо-
димая производительность мельничного вентилятора, отвечающая
оптимальному режиму вентиляции барабана ШБМ, при котором дости-
гается минимальный суммарный удельный расход энергии на размол и
пневмотранспорт, определяется по следующей эмпирической формуле:
Г..,„ „ = -^=-(1000^ + 36/?,. (13-5)
п6 V иб
где Уб — в м3, nQ — в об/мин, £>б — в м.
* Расчетной или максимально-длительной производительностью мельницы назы-
вается ее производительность Т5расч, определяемая из соотношения ^асч = /C3-Bnr/ZM =
= /С3-В“0М, т/ч, где Впг, т/ч — расход топлива парогенератором при расчетной или
максимально-длительной его паропроизводительности; ZM — число мельниц на пароге-
нераторе; В“ом =BaYIZ№, т/ч — номинальная производительность мельницы, т. е. коли-
чество топлива, приходящееся на одну мельницу; Кз —коэффициент запаса, равный 1,1
для ШБМ при установке с пылевым бункером и 1,2 при системе пылеприготовления
с прямым вдуванием.
251
При фактическом расходе воздуха через барабан, равном опти-
мальному, т. е. При Умв/Умв,опт = 1 Лвен=1 И Эобщ = (рис. 13-7).
Если производительность мельничного вентилятора (МВ) не будет
равна оптимальной, а будет больше или меньше Умв.опт, то нарушатся
оптимальные условия работы ШБМ.
Рис. 13-7. Влияние режима вен-
тиляции барабана ШБМ на
удельный расход энергии: на
размол, на пневмотранспорт и
общий.
При производительностях, меньших
Емв.опт, с переходом от меньших к боль-
шим до достижения оптимальной произво-
дительности имеет место возрастание рас-
хода мощности на пневмотранспорт jVDh,
резкий рост производительности мельницы
Вм. При этом удельный расход энергии на
пневмотранспорт Эпн=Л^пн/Вм слабо возра-
стает, и так как мощность, затрачиваемая
на размол Мрзм, остается постоянной, то
удельный расход энергии на размол Эрзм=
— Л^рзм/Вм резко снижается, суммарный
расход энергии на пылеприготовление
*ЭобЩ == *9рзм Эпн снижается до 3^™ , отве-
чающему оптимальному режиму вентиляции
(рис. 13-7).
При производительностях, больших
Е’мв.опт, с переходом от оптимального расхо-
да воздуха к большим значениям Mm резко
растет, и так как Вм растет очень слабо, то
9mi=NnnIBM резко возрастает; удельный
расход энергии на размол Эрзм—Мр3м/Вм
очень слабо снижается, а общий удельный
расход Эобщ=3рзм+3пн увеличивается сверх
3^. (рис. 13-7).
Таким образом, только
ПРИ ^мв/^мв, опт~ 1'Зобщ составляет мини-
мальную величину что отвечает оптимальному режиму работы
мельницы по вентиляции.
По найденной величине Умв.опт по условиям оптимального режи-
ма вентиляции барабана ШБМ выбирается мельничный вентилятор.
Пылепроводы системы пылеприготовления и пылетранспорта рас-
считываются по производительности мельничного вентилятора с учетом
рекомендуемых в них скоростей.
Удельный расход электроэнергии на размол при заданном режиме
вентиляции ШБМ меняется от производительности мельницы по закону
гиперболы, снижаясь с повышением Вм. Такой характер изменения
Зрзм при размоле в ШБМ связан с тем, что мощность jVP3M, затрачивае-
мая на вращение ШБМ, практически остается неизменной с измене-
нием Бм (рис. 13-8). При максимальном, т. е. расчетном значении про-
. ы или Вм удельный расход энергии
на размол будет наименьшим (рис. 13-8, точка Л).
При схеме пылеприготовления с прямым вдуванием ШБМ эконо-
мично работает лишь на базовых парогенераторах, работающих с по-
стоянной паропроизводительностью (несущих постоянную нагрузку).
Область применения шаровых барабанных мельниц весьма широ-
ка, они применяются для парогенераторов любой паропроизводительно-
252
Шаровые барабанные мельницы
ТабЛцца 13-1
Характеристика Типоразмер мельниц
Ш-4 Ш-6 2 Ш-10 Ш-12 Ш-16 Ш-25А Ш-25 Ш-32А Ш-50А Ш-70 Ш-50* ШБММ-70
ШБМ 207/265/2'3 ШБМ 220/330/21,8 ШБМ 250/390/20 ШБМ-287/410/18,7 ШБМ 287/470/18,7 ШБМ 320/570/17,8 ШБМ 340/600/17,2 ШБМ 340/650/17,2 ШБМ 370/850/17,6 1 ШБМ 400/1000/17,1 ШБМ 400/800/16,7 ШБМ 340/1360/17,2
Диаметр барабана D& мм Длина барабана Lg, мм 2070 2650 2200 3300 2500 3900 2870 4100 2870 4700 3230 5700 3400 6000 3400 6500 3700 8500 4000 10 000 4000 8009 3400 13 600
Производительность, Вы, на АШ при кло=0,95, /?s=20%, 7?so=7%. т/ч 4 23 6 10 12 16 25 25 32 50 70 50 70 **
Рабочая частота вращения барабана ng, об/мин 21,8 20 18,7 18,7 17,8 17,2 17,2 17,6 17,1 16,7 17,2
Диаметр патрубков йпа1р, мм 500 600 600 750 700 800 900 800 900 1000 800 900 1000 1100 1200 1350 1000 1300 1100 1200 1350 1450 1700 1900 1100 1350 1550 800
Критическая частота nKp=42,3/KDg, об/мин 29,4 28,6 26,8 25 25 23,6 23 23 22 21,2 21,2 23
Относительная частота «g/«Kp 0,78 0,76 0,75 0,75 0,75 0,755 0,75 0,75 0,80 0,81 0,79 0,75
„ макс Предельная масса загружаемых шаров Сгш , т 10 14 25 30 35 51 56 66 108 138 127 155
Фмакс 0,23 0,23 0,27 0,24 0,24 0,23 0,23 0,25 0,24 0,22 0,26
фопт=/(лб/нКр) [см. формулу (13-3) и рис. 13-6] 0,19 0,20 0,21 0,21 0,21 0,20 0,21 0,21 0,18 0,18 0,19
Оптимальная шаровая загрузка G^T, т 8,2 7,4 19,3 26,4 30,2 45,4 50,2 54,2 81 ПО 92,5
Тип привода Зубчатый с одноступенчатым редуктором Фрикционный с редуктором Зубчатый без редук- тора( Фрикцион- ный без Редуктора Зубчатый без редук- тора Фрикцион- ный без редуктора
Мощность электродвигателя Мэд, к®т 125 200 400 500 500 800 809 1000 2000 2460 2460 2000
Частота вращения электродвигателя пэд, об/мин 735 740 740 740 740 740 740 750 " 100 £100 100 100
ess
* Ш-50 в настоящее время не выпускаются
’* Производительность ШБММ-70 на АШ пои влажности топлива сушонки не более 3%.
Рис. 13-8. Зависимость мощности
и удельного расхода энергии на
размол от производительности
ШБМ.
тонкого помола (последний
сти )(от 20 т/ч и выше) и являются уни-
версальными мельницами, пригодными
для размола всех видов твердых топлив,
не боятся износа, просты и надежны
в эксплуатации. Однако из-за повышен-
ного расхода электроэнергии на размол и
значительной металлоемкости шаровые
барабанные мельницы применяются для
размола твердых топлив, которые в дру-
гих мельницах не могут размалываться.
Область рационального применения
шаровых барабанных мельниц:
очень твердые, абразивные угли с
низким кЛо, например донецкий АШ
(Кло=0,95), кизеловский Г (кЛо='1);
низкореакционные угли с малым
выходом летучих, требующие очень
может быть достигнут без больших за-
трат на ремонт только в шаровых барабанных мельницах). Сюда отно-
сится топливо марки АШ с выходом летучих Уг=4%, размалывае-
мое до тонкости помола ^эо = 7%; тощий уголь с Vr= 12%, размалывае-
мый до Т?9о= 10%;
угли с большим содержанием серы и золы, которые в мельницах
других типов вызывают сильный износ мелющих элементов (из-за вы-
сокой твердости серного колчедана и породы). Сюда относится, напри-
мер, отход при мокром обогащении кизеловского каменного угля марки
ППМ, в котором общее содержание серы составляет Sp0P+k=9,5%,
в том числе колчеданной SpK = 8%.
В табл. 13-1 приведены основные конструктивные характеристики
десяти типоразмеров обычных вентилируемых шаровых барабанных
мельниц, выпускаемых Сызранским заводом тяжелого машиностроения,
а также семидесятитонной шаровой барабанной мельницы ШБММ 70
с механической выгрузкой мельничного продукта. Под типоразмером
ШБМ понимают комплекс цифр, включающий диаметр и длину бара-
бана (см) и частоту вращения барабана (об/мин). Например, типораз-
мер ШБМ 400/800/16,7 означает: шаровая барабанная мельница с диа-
мером 400 см, длиной барабана 800 см и частотой вращения барабана
16,7 об/мин.
Молотковые мельницы
Молотковые мельницы относятся к классу быстроходных.
Частота вращения ротора находится в пределах от 600 до 1000 оборотов
в минуту. Молотковая мельница (рис. 13-9—13-11) состоит из стального
корпуса толщиной 10—15 мм, покрытого изнутри гладкими броневыми
плитами толщиной 20—30 мм, и ротора, представляющего собой вал,
на котором на шпонках укреплен ряд дисков, дистанционируемых по
длине вала установочными втулками. К дискам на шарнирах свободно
подвешиваются билодержатели, к другим концам которых шарнирно же
крепятся била. Это закрепление производится чаще всего е помощью
пальцев с заплечиками (рис. 13-12), что обеспечивает надежное соеди-
нение. В молотковых мельницах большой мощности вал выполняется
полым и охлаждается изнутри водой. Опорами вала служат два само-
устанавливающихся роликовых подшипника качения. Подшипник со
стороны двигателя является опорно-упорным и вал расширяется в.про-
254
Рис. 13-9. Аксиальная молотковая мельница^
1 — корпус мельницы; 2 —вал; 3—била; 4 —короб горячего воздуха; 5 — опорные подшипники; 6 — муфта; 7 — электродвигатель; 3 —опорная рама.
oosz
_ 2962 ----------------—
Рис. 13-10. Тангенциаль-
ная молотковая мель-
ница.
/ — корпус мельницы; 2 —
ротор; 3 — вал; 4 — била;
5 — билодержатели; 6 —
опорные подшипники; 7 —
электродвигатель; 8 — со-
единительная муфта; 9 —
подвод и отвод охлаждаю-
щей вал воды; 10 — опор-
ная рама.
тивоположную сторону. Для уплотнения мест прохода вала через кор-
пус мельницы к последнему крепятся коробки разъемной конструкции,
в которые по трубке подается воздух от нагнетательной стороны дутье-
вого вентилятора.
В зависимости от способа подвода горячего сушильного агента
к мельнице различают молотковые мельницы — аксиальные ММА
(с аксиальным подводом воздуха вдоль оси ротора с торцов м-ельницы)
(рис. 13-9) либо тангенциальные — ММТ (с тангенциальным подводом
воздуха вдоль одной из продольных стенок корпуса мельницы по каса-
тельной к окружности ротора) (рис. 13-10, 13-11,6,в). В тангенциальных
г) t>) 6)
Рис. 13-11. Схемы подачи горячего воздуха и ввода сырого топлива в молотковую
мельницу.
а — аксиальная подача горячего воздуха: 1 — молотковая мельница; 2 — сепаратор пыли; 3 — ввод
сырого топлива; б — тангенциальная подача горячего воздуха с вводом сырого топлива в сепара-
ционную шахту: 1 — молотковая мельница; 2— сепарационная шахта; 3—ввод сырого топлива;
в — тангенциальная подача горячего воздуха с вводом сырого топлива в короб горячего воздуха:
1. — молотковая мельница; 2 — сепарационная шахта; 3 — ввод сырого топлива,
молотковых мельницах подвод сушильного агента часто осуществляют
в общей течке с сырым топливом (рис. 13-11,в).
Применяют также комбинированный подвод горячего воздуха, одну
часть — аксиально, а другую — тангенциально, тогда мельницы обозна-
чаются ММАТ. Молотковые аксиальные мельницы характеризуются бо-
лее значительной, чем в тангенциальных, самовентиляцией мельницы,
меньшей склонностью к завалу топливом при перегрузке. Молотковые
тангенциальные мельницы — большей компактностью (короче вал),
меньшим удельным расходом энергии и меньшим, более равномерным
износом бил; недостатки — меньшая самовентиляция и большая склон-
ность к завалу. В молотковых аксиально-тангенциальных мельницах
совмещаются свойства тех и других мельниц.
258
В молотковых мельницах размол топлива осуществляется за счет
удара бил о поступающие в мельницу куски угля, а также за счет исти-
рающего действия бил по углю в пространстве между билами и корпу-
сом мельницы. Недостатком молотковых мельниц является быстрый
износ бил, требующий частой их замены. Наиболее изнашиваемые уча-
стки бил подвергают наплавке твердым сплавом, что в два-три раза
увеличивает срок их службы. Компонуют молотковые мельницы для
парогенераторов малой мощности
параторами, особенно при размо-
ле фрезторфа; для парогенерато-
ров большой мощности £>>2004-
300 т/ч — с центробежными сепа-
раторами (при размоле каменных
углей, требующих относительно
тонкого помола) либо с инерци-
онными (при размоле бурых уг-
лей и сланцев, допускающих бо-
лее грубый помол).
Различают молотковые мель-
ницы с «открытым» и «закрытым»
ротором. В мельницах с откры-
тым ротором (или с открытым
корпусом) выходная часть корпу-
са, через которую из мельницы
выходит размолотый уголь с воз-
духом в сепаратор, полностью от-
с гравитационными (шахтными) се-
Рис. 13-12. Конструкция крепления П-образ-
ного била с билодержателем при помощи
пальца с заплечиками.
а — положение пальца при остановленной мель-
нице; б — то же при работающей мельнице; 1 —
било; 2 — билодержатель; 3 — палец.
крыта, а примыкающая продольная стенка корпуса расположена
вертикально до фланца для присоединения сепаратора (рис. 13-10,
13-116, в). В молотковых мельницах с «закрытым» корпусом выходная
часть мельницы перекрывается до половины диаметра броневой поверх-
ностью корпуса (рис. 13-ll,tz). В молотковых мельницах с закрытым
корпусом получается несколько лучшая равномерность помола (более
высокий /г).
На эффективность процесса размола влияют: диаметр, длина и ча-
стота вращения ротора, энергетическая загрузка мельницы. С увеличе-
нием длины ротора L и частоты вращения производительность мельни-
цы растет пропорционально L и третьей степени окружной скорости
бил не, т. е. пропорционально D3 и п3, а потребляемая мельницей рабо-
чая мощность Nm и мощность холостого хода А/Х.х растут пропорцио-
Рис. 13-13. Зависимость относительной
мощности ММ Nio от окружной скоро-
сти бил Иб-
1 — для инерционных и центробежных сепа-
раторов; 2 — для гравитационных сепара-
торов.
17*
нально длине ротора L и произве-
дению (£>4/г3).
Относительная мощность мель-
ницы Ni, под которой понимают от-
ношение мощности при полной за-
грузке мельницы углем NM к мощно-
сти холостого хода Afx.x, потребляе-
мой при вращении мельницы без
угля, при среднем расходе воздуха,
является важной характеристикой,
влияющей на производительность
мельницы и расход энергии. С ро-
стом Ni пропорционально увеличи-
вается рабочая мощность и растет
производительность мельницы.
259
Величина Ni зависит в первую очередь от окружной скорости бил
«б (рис. 13-13), а также от абразивности топлива, диаметра ротора D
и степени открытия корпуса мельницы. Оптимальное значение относи-
тельной мощности Л/гопт, отвечающее наименьшему удельному расходу
энергии на размол, определяется по соотношению
•^гопт::=1^гоСаб^Скон, (13-6)
В формуле:
Саб и /Скон — поправочные коэффициенты, учитывающие: первый —
абразивность топлива, второй — тип сепаратора, диаметр и степень от-
крытия ротора:
Nio — «исходная» относительная мощность при Саб=1 и Лкон=1,
зависящая от uq и типа сепаратора (рис. 13-13, кривые 1 и 2).
Для малоабразивных топлив Саб=1, для абразивных — 0,8. Коэф-
фициент Ккон растет с ростом D и колеблется в пределах:
для молотковых мельниц с гравитационным сепаратором...............0,6—0,95
для молотковых мельниц с открытым ротором с инерционным сепа-
ратором ..................................................0,8—1,15
для молотковых мельниц с закрытым ротором с центробежным се-
паратором ................................................1,15—1,95
Для молотковых мельниц большой мощности при Мб>63 м/с чис-
ловое значение Л/гопт составляет (при Саб=Ккон=1), U—1,8
(рис. 13-13). Верхняя кривая (рис. 13-13) показывает зависимость от w©
максимальной относительной мощности
Рис. 13-14. Зависимость NK и Эм
от Вм для молотковой мельницы.
7ViMaKC, при превышении которой может
произойти завал мельницы топливом, пе-
регрузка и отключение электродвигателя.
На работу молотковых мельниц
влияет также удельная энергетическая
нагрузка на ротор Nyn=N№/Fv, кВт/м2,
где Fp=DpLp—горизонтальное сечение
ротора. При превышении установленных
опытом предельных значений Nya резко
усиливается износ бил и возникает опас-
ность перегрузки и завала мельницы
углем. Максимальные значения Л/уд со-
ставляют 25—50 кВт/м2, причем меньшая
величина относится к молотковым мель-
ницам с большой частотой вращения.
На рис. 13-14 дана характерная для молотковых мельниц зависи-
мость потребляемой мощности 7\7М и удельного расхода электроэнергии
на размол Эм от производительности мельницы Вм. С повышением про-
изводительности мельницы потребляемая мощность возрастает от Л^.х,
сначала медленно (см. пологий участок ГА кривой а), в точке А дости-
гает значения Л^м.опт=^гоптА/х.х, а затем быстро нарастает до Л/Ммакс
= Л/гмаксМх.х, отвечающей области перегрузки мельницы, при которой
происходит завал ротора мельницы топливом и автоматическое отклю-
чение электродвигателя мельницы. В соответствии с указанным харак-
тером роста NM удельный расход электроэнергии с ростом Вм сначала
снижается, достигает минимального значения Э^ин в точке D, отвеча-
ющей относительной мощности Л/гопт и соответственно оптимальной
производительности мельницы Вм.опт- При дальнейшем росте произво-
дительности удельный расход энергии возрастает.
260
В связи с тем, что кривая Эм в зоне Э“акс имеет довольно пологий
характер, говорят не о точке, а о зоне оптимальной экономичности ММ,
охватывающей достаточно широкий диапазон изменения нагрузки мель-
ницы. Поэтому в молотковых мельницах довольно широкие отклонения
от Вм.опт не вызывают существенного увеличения Эм, благодаря чему
ММ экономично работают при колебаниях нагрузки на парогенераторе
и мельнице.
Существенное влияние на эффективность процесса размола в мо-
лотковой мельнице оказывает вентиляция ротора мельницы и организа-
ция возврата из сепаратора. Скорость вентиляции №с.а, м/с, определя-
ется соотношением
3600DpVp-> “/<=• <13-7>
В формуле:
V"c.a — расход сушильного агента за мельницей, м3/ч;
DpLp — продольное сечение ротора, м2.
Зависимость коэффициента вентиляции Квент, показывающего от-
носительный рост производительности молотковой мельницы от скоро-
сти вентиляции ротора №с.а, показана на рис.
13-15. Рекомендуемые оптимальные значения
№с.а составляют при размоле каменных углей
и центробежных сепараторах 2—3 м/с, при
инерционных сепараторах — 3,5—4,5 м/с.
Область применения молотковых мельниц
весьма значительна в связи с большей их
экономичностью по сравнению с барабанными
(удельный расход энергии на размол пример-
но в 1,5 раза меньше). Молотковые мельницы
широко применяются для парогенераторов лю-
бой производительности, от 12 т/ч и выше, для
размола большой группы высокореакционных
топлив, для которых эффективное воспламенение и выгорание может
быть обеспечено при более грубом помоле. Сюда относятся: бурые угли,
каменные угли с кЛо>1 и Кг>28%, сланцы и фрезторф.
Достоинствами молотковых мельниц являются простота конструк-
ции и компактность пылеприготовительной установки, а также более вы-
сокая экономичность размола, связанная с тем, что пыль имеет более
высокий, чем в барабанных мельницах, коэффициент полидисперсности.
В табл. 13-2 и 13-3 приведены основные конструктивные характери-
стики типоразмеров аксиальных и тангенциальных молотковых мельниц,
выпускаемых Черновицким машиностроительным заводом и Сызран-
ским заводом теплого машиностроения. /Тод тй'пбразм'ёрбм' молотковой
мельницы понимают комплекс цифр, включающий диаметр, длину ро-
тора (мм) и частоту вращения (об/мин). Например, типоразмер
ММ 1500/3230/735 означает: мельница с Dp=1500 мм, Lp==3230 мм и
ftp=735 об/мин.
Кроме наиболее распространенных мельниц — шаровых барабанных
и молотковых в теплоэнергетике применяются следующие типы мельниц:
среднеходные, быстроходно-бильные и мельницы-вентиляторы.
Среднеходные мельницы
Среднеходные мельницы выполняются шаровыми (МШС)
либо валковыми (МВС). Измельчение топлива в среднеходных мельни-
цах происходит раздавливанием кусков угля на вращающемся радиаль-
261
Рис. 13-15. Зависимость
коэффициента вентиляции
/Сент от скорости вентиля-
ции в ММ.
Аксиальные молотковые мельницы
Таблица 13-2
Характеристика Типоразмер мельниц
X ММА 1003/35^/989 ММА 1000/470/980 ММА 1000/710/980 ММА 1300/950/735 ММА 1500/1190/735 ММА 1500/1670/735 । ММА 1660/2030/735
Диаметр ротора 7)р, мм 1000 1000 1000 1300 1500 1500 1660
Длина ротора по наружным граням крайних бил Ар, мм 350 470 710 950 1190 1670 2030
Активное сечение ротора Fp—DpLp, м2 0,35 0,47 0,71 1,23 1,79 2,5 3,37
Номинальная частота вращения вала пр, об/мин 980 980 980 735 735 735 735
Окружная скорость бил Об> м/с 51,3 51,3 51,3 50,0 57,8 57,8 64,0
Зазор между ротором и броней, мм 30 30 30 30 30 30 30
Число рядов бил по длине ротора mL 3 4 6 8 10 14 17
Проектное количество бил в рядах (первое слагаемое от- носится к крайним рядам), шт. (бХ2)4-4 (6Х2Ш4Х2) (6Х2)+(4Х4) (6Х2)Ч-(4Х6) 6ХЮ 6X14 6X17
Максимальное количество бил на роторе г«, шт. 16 20 28 36 60 84 102
Ширина била &б> мм НО ПО ПО ПО ПО ПО ПО
Высота била, включая проушины, hf» мм 200 200 200 200 200 200 200
Мощность электродвигателя Аэд, кВт 40 40 70 125 200 320 400
Максимальная температура сушильного агента 6, °C 350 350 350 400 400 450 450
Минимальное расстояние от корпуса мельницы при пер- пендикулярном ее расположении к фронту парогенера- тора до стенки котельной, обеспечивающее торцевой выем ротора, мм 2700 2800 3000 4000 4500 5500 6000
Минимальное расстояние между осями соседних мельниц при перпендикулярном их расположении к фронту па- рогенератора, обеспечивающее открытие дверей мель- ницы, мм Номинальная производительность мельницы по подмосков- ному бурому углю (Н7р — 33%, Кдо—1,7; Rs = 20%, /?eo'i=55%). инерционный сепаратор, Дм, т/ч 2800 2700 2900 3500 3400 3300 3150
2,7 3,5 5,2 8,1 1 14,5 20,4 24,0
Tat лица 13-3
Тангенциальные молотковые мельницы
Типоразмер мельниц
Наименование и обозначение ММТ 1000/470/980 ММТ 1003/710/980 ММТ 1000/950/980 ММТ 1300/1310/735 ММТ 1300/2030/735 ММТ 1500/1910/735 — ММТ 1500/2510/735 ММТ 1500/3230/735 ММТ 2000/2200/735 ММТ 2000/2600/590 ММТ 2600/3360/590
Диаметр ротора Dp, мм Длина ротора по наружным граням крайних бил Lp, мм Активное сечение ротора Fp, м2 Номинальная частота вращения вала'"пр, об/мин Окружная скорость бил uq, м/с Зазор между ротором и броней, мм Число рядов бил по длине ротора шт. % Проектное количество бил в рядах, шт. Максимальное количество бил zg, шт. Ширина била Ь&, мм Высота била, включая проушины, /?б> мм Мощность электродвигателя Аэд, кВт Максимальная температура сушильного агента *С Минимальное расстояние от корпуса мельницы при перпендикулярном ее расположении к фронту паро- генератора до стенки котельной, , обеспечивающее торцевой выем ротора, мм Минимальное расстояние между осями соседних/мель- ниц при перпендикулярном их расположении к фрон- ту парогенератора, обеспечивающее открытие две- рей мельницы, мм Номинальная производительность мельницы по подмо- сковному бурому углю (Ц7р = 33%, Кло— 1»7; /?s = =200/0; /?90 = 55%) инерционный сепаратор, Вм» т/ч ЬЭ о со 1000 470 0,47 980 51,4 30 4 4X4 16 НО 200 40 350 2800 2600 3,3 1000 710 0,71 980 51,4 30 6 4X6 24 НО 200 70 350 3000 2900J 5,0 1000 950 0,95 980 51,4 30 8 4X8 32 НО 200 100 350 3000 3000 6,6 1300 ,1310 1,70 735 50,0 30 ! II /4X11 44 1 НО 200 160 । 400 .4000 3500 10,8 1300 2030 2,64 735 50,0 30 17 4X17 68 НО 200 200 400 5000 3500 16,7 1500 1910 2,86 735 57,7 30 16 6X16 96 НО 200 320 450 5500 3700 23,4 1500 2510 3,76 735 57,7 30 21 6X21 126 ПО 200 400 450 5700 3700 30,6 1500 3230 4,84 735 57,7 30 27 6X27 162 НО 200 500 450 7000 3700 39,7 ; 2000 2200 4,4 735 77,0 30 17 6X17 102 120 205 630 450 5200 4000 55,3 2000 *2600 1 5,2 :590 61,8: 30 17 6X17 102 150 265 600 450 5500 4000 34,6 2600 3360 8,7 590 80,3 30 21 8X21 168 150 265 800 450 6300 5000 101,0
ном столе за счет прижимаемых к слою угля (Вращающихся стальных
шаров в среднеходной шаровой -мельнице или конических валков в сред-
неходной валковой мельнице.
Среднеходная шаровая мельница (рис. 13-16) состоит из нижнего
кольца, вращающегося с частотой 100—300 об/мин, неподвижного верх-
него кольца и размалывающих стальных шаров диаметром от 190 до
270 мм. Шары укладываются между кольцами с зазором 15—20 мм.
Давление шаров на топливный слой осуществляется за счет массы ша-
Рис. 13-16. Среднеходная шаровая мельница.
/ — течка сырого угля; 2 — вращающийся сепаратор; 3 — короб подачи горючего воздуха; 4 — ниж-
нее размольное кольцо; 5 — верхнее размольное кольцо; 6— мелющие шары; 7 — вал мельницы;
8, 9—конические шестерни привода; 10 — нажимные пружины; 11 — ярмо-тарелка (размольный
стол); 12 — сборник металлических отходов.
ров и верхнего кольца и главным образом за счет действия трех или че-
тырех пружин, нажимающих на верхнее кольцо с усилием от 180 до
600 кг на каждый шар. Нижнее кольцо устанавливается на ярме-тарел-
ке (размольном столе), расположенном на валу, который приводится
в движение от электродвигателя через редуктор.
Тарельчатым питателем по течке топливо подается внутрь мельни-
цы на вращающуюся нижнюю тарелку и под действием центробежной
силы частицы топлива отжимаются к шарам. Сюда же поступает и воз-
врат топлива из установленного на валу мельницы вращающегося сепа-
264
Рис. 13-17. Среднеходная валковая мельница.
1 ~ размольный стол; 2 — мелющий валок; 3 — нажимная пружина; 4 — подпорное кольцо; 5 — воз-
душный короб; 6 — карман для отхода; 7 — редуктор; 8 — кольцевой канал; 9 — вращающийся се-
паратор; 10 — электродвигатель привода сепаратора.
265
ратора. Измельченное под шарами топливо сбрасывается с нижнего
кольца и падает навстречу поднимающемуся через кольцевой зазор
потоку горячего воздуха, вводимому через сопла со скоростью от 30 до
50 м/с и транспортирующему размолотое топливо вверх к сепаратору.
Во вращающемся сепараторе происходит выпадение крупных частиц,
которые возвращаются в зону размола мельницы. Воздух же с готовой
пылью выносится вверх и направляется далее в зависимости от схемы
пылеприготовления либо^в пылепроводы к горелкам, либо в циклон.
Применяющиеся иногда двухрядная и трехрядная шаровые мель-
ницы отличаются от однорядной лишь наличием второго и соответствен-
но третьего ряда шаров (или второго и третьего яруса размола).
Мельница валковая среднеходная (рис. 13-17) состоит из вращаю-
щейся плоской горизонтальной тарелки (размольный стол), по которой
катятся на неподвижных осях два конических валка. Вращающейся
с частотой 50—300 об/мин тарелкой топливо затягивается под валки.
Давление валка на топливо, создаваемое в основном с помощью двух
нажимных пружин, колеблется от 0,2 до 50 т. При холостом ходе мель-
ницы между валками и тарелками имеется зазор порядка 1,5—5 мм. На-
клон оси валка к горизонту составляет ~15°. Окружная скорость та-
релки посередине обода валка составляет ^-3 м/с. Для поддержания
на тарелке определенного слоя топлива и предотвращения соскальзы-
вания угля с тарелки служит подпорное кольцо, высота которого зави-
сит от сорта угля и размера мельницы.
Диаметр валка составляет обычно rfB«0,7£>cp, а ширина валка
6B=0,2Z)cp, где Пср— средний диаметр тарелки размольного стола. Воз-
дух подается из воздушной коробки в размольную полость мельницы
через кольцевой канал, расположенный вокруг тарелки, со скоростью
20—30 м/с. Температура воздуха перед мельницей допускается до 350°С.
Количество воздуха, вентилирующее мельницу, колеблется от 1 до
3 м3/кг угля *. Поступающие из канала струи воздуха подхватывают
размолотый уголь и выносят его к устанавливаемому над мельницей
вращающемуся корзиночному сепаратору (рис. 13-17), в котором поток
угля с воздухом сталкивается с вращающимися лопатками. За счет ме-
ханического удара лопаток по угольным частицам происходит отбивание
крупных фракций и возврат их вниз в полость размола мельницы. Гото-
вая же пыль с воздухом проходит через корзинку сепаратора и по
центральной трубе (при схеме под разрежением) отсасывается к мель-
ничному вентилятору. Изменение частоты вращения корзиночного сепа-
ратора, имеющего самостоятельный привод, позволяет менять тонкость
помола, причем с повышением частоты вращения пыль получается более
тонкая. Выпадающие из полости размола мельницы куски колчедана,
металла, а также крупные куски угля попадают в особые карманы
(рис. 13-17) для отхода, из которых они периодически удаляются.
В связи с износом рабочей поверхности размалывающие валки снабжа-
ются сменными бандажами, а тарелка бронируется съемными плитами
из марганцовистой стали. Производительность мельницы тем больше,
чем больше объем валка, причем несколько малых валков дают мень-
шую производительность, чем один большой валок того же объема.
В связи с этим современные конструкции валковых среднеходных мель-
ниц имеют минимальное число валков — два.
Среднеходные мельницы являются компактными размольными
устройствами, по экономичности размола находятся на уровне молотко-
* Объем воздуха в м3 при температуре 0°С и давлении 0,1013 МПа.
266
вых мельниц. Недостатками среднеходных мельниц являются лишь
сложность их конструкции и повышенные затраты на ремонт, связанные
с износом мелющих органов — шаров или валков и элементов размоль-
ной плиты. В связи с этим область рационального применения средне-
ходных мельниц ограничивается относительно мягкими сухими камен-
ными углями (кЛо>1,2); тонкость пыли при размоле в среднеходных
мельницах составляет J?90= 10—35%; для размола высокосернистых и
многозольных углей не пригодны. Среднеходные мельницы применяются
для парогенераторов любой мощности 12 т/ч).
Мельницы валковые среднеходные
Таблица 13-4
Характеристика Типоразмер мельниц
М ВС-90 М ВС-105 М ВС-125 МВС-140
Диаметр размольного стола £)р.с, мм 900 1050 1250 1400
Диаметр валка наибольший DB, мм 690 800 950 1070
Диаметр сепаратора пыли, Dce, мм 1650 2000 2400 2800
Номинальная частота вращения стола /2СТ, об/мин 78,2 59,4 59,5 50,0
Мощность электродвигателя ЛгЭд, кВт 75 125 200 320
Номинальная частота вращения электродвига- теля Пэд, об/мин Минимальное расстояние между осями мельниц при перпендикулярном их расположении к фронту парогенератора, обеспечивающее выем валков, мм Максимальная температура сушильного агента t, °C 1470 985 985 985
4000 5000 5000 6000
350 350 350 350
Номинальная производительность Вм на камен- ном угле при кло=:1,5 и 7?9о=1О °/е, т/ч 3,8 6,0 10,0 14,0
Расход воздуха за мельницей при /2=80°С, тыс. м3/ч 6—9 9—14 17—25 23—36
В табл. 13-4 приведены основные конструктивные характеристики
типоразмеров среднеходных валковых мельниц, выпускаемых Сызран-
ским заводом тяжелого машиностроения. Обозначение типоразмера вал-
ковой среднеходовой мельницы состоит из комплекса цифр, включаю-
щих диаметр размольного стола. Например, типоразмер МВС-140 озна-
чает: валковая среднеходная мельница с диаметром размольного стола
£>р.с = 140 см.
• Быстроходно-бильные мельницы
Быстроходно-бильная мельница (ББМ), называвшаяся
ранее аэробильной (AM), состоит из ротора и корпуса (рис. 13-18). Ро-
тор мельницы состоит из вала, на котором насажено мельничное колесо
с одним рядом бил, а также крыльчатка мельничного вентилятора.
Мельничное колесо (рис. 13-18,а) состоит из сидящей на валу сту-
пицы 1, втулки 2, дисков 3 и прикрепленных к последним с помощью
заклепок 4, 5, билодержателей 6 и бил 7. Кольца 8 служат для откло-
нения пылевоздушного потока от билодержателей и защиты их от из-
носа.
Билодержатели вклепаны между дисками в виде двух уголков со
срезанными полками на участке входа их в просвет между дисками.
Штифты (шпильки) 9 играют роль предохранительного устройства: при
267
00
Б-5
A
Рис. 13-18. Быстроходно-
бильная (аэробильная)
мельница.
1 — питатель сырого угля;
2 — магнитный сепаратор;
.? — рукава для угля и горя-
чего воздуха; 4 — мельнич-
ное колесо; 5 — вал ротора;
6 — мельничный вентиля-
тор; 7 — била мельницы;
8 — броня корпуса мельни-
цы; 9 — пылеугольный се-
паратор.
Рис. 13-18. Мельничное
колесо быстроходно-
бильной мельницы.
1 — ступица; 2 — втулка;
3 — диски; 4, 5 — заклепки;
6 — билодержатель; 7 — би-
ла; 8 — кольца; 9 — штиф-
ты; 10 — торцевая гайка,
попадании металлических предметов, заклинивающих ротор, шпильки
срезаются, предохраняя мельницу от поломок. Со стороны консольного
конца вала торцевой гайкой 10 диски 3 вместе с втулкой 2 прижимают-
ся к ступице 1. Внутренняя цилиндрическая поверхность корпуса по-
крывается броневыми плитами толщиной 30 мм, а торцевые стенки —
листовой броней толщиной 12 мм. В 'качестве материала для бил при-
меняется марганцовистая сталь, хорошо сопротивляющаяся износу.
Наружная торцевая стенка мельницы выполняется откидной, вра-
щающейся на шарнирах.
Топливо из дискового питателя диаметром 600 мм, производитель-
ностью 5 или 10 т/ч, пройдя магнитный сепаратор, улавливающий
стальные предметы, поступает по двум рукавам в мельницу. Через эти
рукава в мельницу подается также сушильный агент — горячий воздух.
Измельченный продукт вместе с сушильным агентом отсасывается
из мельницы к сепаратору, из которого готовая пыль с воздухом посту-
пает ко всасу мельничного вентилятора и последним нагнетается через
пылепроводы к горелкам, а крупные частицы возвращаются в мельницу
через угольные рукава.
Размол топлива в быстроходно-бильной мельнице происходит глав-
ным образом по принципу удара по угольным частицам вращающихся
с большой скоростью бил (П|= 1500 об/мин), а также, отчасти, за счет
истирающего воздействия наружных торцевых граней бил. По экономич-
ности быстроходно-бильные мельницы стоят несколько выше шаровых
барабанных мельниц, но уступают молотковым мельницам. В связи
с малой единичной производительностью, что является их недостатком,
ББМ применяют только для парогенераторов малой мощности (от 6,5
до 50 т/ч).
Достоинства ББМ — простота конструкции, компактность, малые
капитальные затраты. Компонуются ББМ. либо с инерционным, либо
с центробежным сепаратором. Применяются для размола относительно
мягких (/сло=1,2) каменных углей и отходов обогащения.
Быстроходно-бильные мельницы
Таблица 13-5
Характеристики Типоразмер Характеристика Типоразмер
А Б А Б
Диаметр ротора по наружным граням бил D, мм Частота вращения ротора лр, об/мин Окружная скорость ротора (бил) «б» м/с Ширина бил 6, мм Высота бил h, мм Число бил Z, шт. Производительность, Вм, на каменном угле при/сЛо=1»90, №р=5 о/о, №пл=1 о/о> =20 %, /?9о=12 %, т/ч Расход воздуха Умв, м3/ч 855 1450 65 200 100 10 2,5 6000 1045 1450 80 270 135 10 5,0 8000 Напор для преодоления сопро- тивления внешней сети при /=60°С, Н, мм вод. ст. Масса мельницы GM, т Мощность электродвигателя мельницы Мэл.дв, кВт Предельная производитель- ность питателя сырого уг- ля* ВПСУ’ т/4 Мощность электродвигателя ПСУ Л^псу’ к^т Частота вращения электро- двигателя ПСУ ппсу, об/мин Частота вращения диска ПСУ и диска» об/мин 160 5,5 50 5 2 960 7,25 180 6,9 90 10 2 960 14,5
Питатель диаметром 600 мм.
269
В табл. 13-5 приведены основные конструктивные характеристики
двух выпускаемых типоразмеров быстроходно-бильных мельниц, обозна-
чаемых буквами А и Б.
Мельницы-вентиляторы
Мельницы- вентиляторы (М-В) представляют собой центро-
бежные вентиляторы простейшей конструкции с плоскими радиально-
расположенными лопатками, приспособленные для одновременной рабо-
ты и как вентиляторы и как мельницы.
Рис. 13-19. Мельница-вентилятор.
1— корпус; 2 — броневые плнты; 3 — мельничное колесо; 4 — вал; 5 — основной диск колеса; 6 — ло-
патки; 7 — нисходящая шахта мельницы; 8 — сепаратор пыли центробежного типа; 9 — клапан-ми-
галка на трубе возврата; 10— карман для отходов.
Основные части мельницы-вентилятора (рис. 13-19)—стальной
корпус 1, покрытый изнутри брусчатыми броневыми плитками 2 толщи-
ной 70—80 мм, и ротор, состоящий из мелющего колеса 3 с двенадцатью
лопатками 6. Ротор закреплен консольно на валу 4, располо-
женном в двух подшипниках роликового типа.
К лопаткам 1 мельничного колеса (рис. 13-19а) крепятся броневые
била 2 толщиной 30—40 мм, непосредственно ударяющие по угольным
частицам. Топливо, поступающее в мельницу, засасывается на бильные
элементы ротора мельницы-вентилятора вместе с сушильным агентом
(обычно — топочными газами с температурой 950—1100°С). В располо-
женной перед мельницей-вентилятором нисходящей шахте происходит
интенсивная сушка топлива со съемом большой доли внешней влаги,
а в зоне размола, т. е. между броневыми плитами-лопатками, идет до-
полнительная подсушка и эффективный размол подсушенного топлива.
Размолотый продукт с охлажденным сушильным агентом нагнетает-
ся крыльчаткой агрегата в сепаратор центробежного 8 или инерционно-
го типа, из которого крупные частицы возвращаются в мельницу, а мел-
кие газовым потоком выносятся по пылепроводам к горелкам. На вы-
ходном конце трубы возврата крупных кусков из сепаратора устанав-
270
ливается конусный клапан, с помощью которого регулируется количе-
ство рециркулирующего газа, перепускаемого вместе с возвратом из
сепаратора в низ топливоподводящей сушильной шахты, ко всасу мель-
ницы — вентилятора.
При необходимости уменьшить интенсивность сушки рециркуляция
охлажденного сушильного агента увеличивается. Улавливание метал-
лических частей и колчедана осуществляется в особый ящик 10 внизу
корпуса. С повышением производительности мельницы-вентилятора рас-
тет ее диаметр, при этом ухудшается равномерность распределения топ-
лива по лопаткам, усиливается местный износ лопаток и диска крыль-
чатки, снижается экономичность размола.
Указанные отрицательные явления уменьшаются с переходом на
двухступенчатый размол в мельнице-вентиляторе с предвключенным
Рис. 13-19а. Мельничное колесо мельницы-вентилятора.
/—лопатки; 2—била; 3 —вал; 4 — основной диск колеса;
б — кольцевой диск.
бильным ротором. Последний представляет собой несколько рядов мо-
лотков, расположенных на валу мельницы-вентилятора (рис. 13-20). Под
действием центробежных сил частично размолотое в первой ступени топ-
ливо отбрасывается к наружной поверхности бильной части корпуса и
с сушильным агентом по кольцевому зазору поступает равномерно по
всей окружности приемной части вентилятора. Благодаря этому лопатки
вентиляторного колеса равномерно нагружаются и предотвращается кон-
центрированный удар топлива в диск.
Температура сушильного агента за сушильной шахтой, т. е. перед
самой мельницей-вентилятором, не должна превышать 450—500°С. Со-
держание СО2 во влажной смеси перед мельницей достигает 2,5%, а
содержание О2 с учетом испарения влаги топлива в сушильной шахте
понижается ниже 15—16%, что делает установку взрывобезопасной
(см. § 12-1).
Суммарный напор, развиваемый мельницей-вентилятором, состав-
ляет 1—2 кПа (100—200 мм вод. ст.) и расходуется на преодоление со-
противления сушильного тракта, находящегося под разрежением, и со-
противления сепаратора, пылепроводов и горелок на нагнетательной
271
Мельницы-вентиляторы
Таблица 13-6
Типоразмер ме ‘ ьниц-зентилятороз
О О О о 2 р? S LO
Характеристика О) см О S ОО S ОО
S о о S S OQ
в СП СП СП СП СП СП
Ё S S S S Ё
Диаметр ротора Dp, мм 900 1050 1050 1600 1600 2100 2700
Номинальная частота вращения пр, 1470 1470 1470 980 980 735 590
об/мин
Окружная скорость ротора и, м/с 69,5 81,0 81,0 82,5 82,5 81,0 83,5
Рабочая ширина лопаток 6лоп» мм 250 270 400 400 600 800 850
Высота лопаток Ллоп» мм 180 180 180 250 250 250 300
Количество лопаток на колесе ротора £Лоп» ШТ. Минимальное расстояние между осями 8 8 8 10 10 12 12
2400 2800 2800 3900 3900
соседних мельниц при перпендикуляр- ном их расположении к фронту паро-
генератора, мм
Мощность электродвигателя Мэл.дв, кВт 40 75 125 200 250 800
Производительность по сушильному агенту за мельницей Ум.в» тыс. м3/ч 12,5 18,0 25,0 41,0 60,0 100,0 153,0
Напор для преодоления сопротивления 204 286 231 301 241 231 261
внешней сети на незапыленном потоке (при £=135®С), Н, мм вод. ст.
Производительность, Вм, на буром угле 3,6 5,2 7,2 11,8 17,2 28,8 44,0
при кло=1,7; 1^Р=56,5 %; ГГпл= =16,5 »/о» Рб=20 %, Р90=60 о/о, т/Ч
272
стороне мельницы-вентилятора. Мельницы-вентиляторы применяются
для размола мягких влажных бурых углей и фрезерного торфа в паро-
генераторах любой производительности 7) ^3,5 кг/с (12 т/ч).
Единичная производительность мельницы-вентилятора на буром
угле достигает 100 т/ч и более. Особенно целесообразно использование
мельниц-вентиляторов для высоковлажных не очень твердых (кл0^1,2)
бурых углей и лигнитов с приведенной влажностью ТГпр = 3,6->
7,2% • кг/МДж (15ч-30%1 * *-кг/Мкал). Достоинства мельниц-вентилято-
ров — простота конструкции, компактность. К недостаткам относится не-
которая ограниченность области применения указанными выше топли-
вами и недостаточная экономичность (на уровне ШБМ).
В табл. 13-6 приведены конструктивные характеристики типораз-
меров мельниц-вентиляторов, выпускаемых Черновицким машинострои-
тельным заводом. Типоразмер мельниц-вентиляторов состоит из трех
цифр: первая обозначает диаметр ротора (мм), вторая — рабочую ши-
рину лопатки (мм), третья — частоту вращения ротора (об/мин). На-
пример, типоразмер М-В 2700/850/590 означает: 7)р = 2700 мм, Ьлоп=
= 850 мм, пр = 590 об/мин.
13-2. РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ УГЛЕРАЗМОЛЬНЫХ МЕЛЬНИЦ
Расчет шаровых барабанных мельниц
При проектировании системы пылеприготовления задачей расчета
является выбор типоразмера шаровой барабанной мельницы и прове-
дение поверочного расчета с целью определения производительности
принятого типоразмера мельницы на заданном топливе при требуемой
тонкости помола, а также потребляемой мощности и удельного расхода
энергии на размол.
При конструировании же шаровой барабанной мельницы решается
задача нахождения необходимых размеров и оптимального их соотно-
шения, при котором не только обеспечивается заданная производитель-
ность, но и достигается наименьший удельный расход энергии на раз-
мол.
Производительность мельницы любого типа, в том числе шаровой
барабанной, зависит от: конструктивных размеров и частоты вращения
мельницы; энергетической загрузки *, определяемой энергетическими па-
раметрами процесса; рода топлива; тонкости помола и степени венти-
ляции и определяется по формуле
Вм = Сконстр^нагрКфазмКтонкКвенТ" (13-8)
В формуле:
Вм — производительность мельницы, т/ч;
Сконстр — конструктивный параметр, постоянный для данной мель-
ницы, для ШБМ равный
Ско„„р = со’-4 £6л°'8 (13-9)
с — коэффициент пропорциональности, равный 0,11;
Кбр— коэффициент, учитывающий форму брони; для ступенчатой
брони, равный 0,9, для волнистой 1,0, для каблучковой и брони с кар-
манами ~ 1,10= 1,15;
-^CaKc^'OjO — поправка, условно вводимая в конструктивный параметр;
1 Энергетическая загрузка мельницы определяется величиной потребляемой ею
энергии, которая в шаровых барабанах мельницы зависит от количества загружаемых
шаров, а в молотковых — от загрузки топливом.
18—541 273
Сконстр — параметр, учитывающий снижение производительности
мельницы в эксплуатационных условиях вследствие износа брони и
шаров;
Снагр — нагрузочный параметр, учитывающий энергетическую за-
грузку мельницы; для шаровой барабанной мельницы
С„агр = <|£6; (13-10)
%>азм — коэффициент размолоспособности рабочего топлива, см.
формулу (12-34);
/Стояк— коэффициент, учитывающий тонкость помола; для ШБМ
„ А 100 \ -о»5 о
/Стонк ~~ ( ~п ) > (13-11,
*\90 J
Квент—коэффициент вентиляции (см. рис. 13-7).
В развернутом виде формула для производительности шаровой ба-
рабанной мельницы имеет вид:
ВЛг>2,4 г ..0,8^ ьг ,!ч0,6.. /7ВЛ1/7вл2 Лвент да
м — АбрАэксТб ^ло / 10(Г~* (13-оа)
1п р
» А90
Мощность Мм, потребляемая электродвигателем шаровой барабан-
ной мельницы, составляется из затрат мощности Мшар на вращение
шаротопливной загрузки (при фб = О, т. е. при отсутствии в барабане
шаров, этот член обращается в нуль), и затрат мощности на вращение
пустого барабана Мх.х (мощность холостого хода):
Мм '==- Мшар -ф- Мх.х Мдоп == -----(0,122£)3бАб7£бРн.шфй’ КбрКтл) Ц--
^прв^эл °
----Ь^^ЯвЛбЛбЗб-^Мдоп, кВт. (13-12)
В формуле:
Лпрв —к. п. д. привода от электродвигателя к барабану;
Лэл — к. п. д. электродвигателя;
0,122 и 1,86 — коэффициенты «пропорциональности;
Мтл — коэффициент, учитывающий физические свойства топлива,
его «сцепляемость» с шаровой загрузкой; для бурых углей и каменных
он больше единицы и меняется (при изменении фб от 0,1 до 0,2 и более)
от 1,10 до 1,04; для АШ, обладающего «смазывающими» свойствами и
низким коэффициентом трения, /Стл<.1 и с изменением фб от 0,1 до 0,3
меняется от 0,87 до 0,98.
5б — суммарная толщина стенки барабана и бронщ по средней ли-
нии волн равная 0,070—0,100 м;
Мдоп — мощность, дополнительно затрачиваемая при ШБМ боль-
шой мощности на охлаждение двигателя и на возбуждение, равная при
тихоходном синхронном электродвигателе 50 кВт, при быстроходном —
15 кВт.
Удельный расход энергии на размол определяется соотношением
5м=Мм/Вм, кВт-ч/т.
При конструировании шаровой барабанной мельницы исходят из
основной расчетной формулы производительности (13-8), которую для
удобства анализа зависимости Вм от отношений LqJDq, ПбМкр и величи-
ны фб целесообразно представить в следующем виде, включив в выра-
274
жение (13-9) Для СКОнстр отношение L§]Db и относительную частоту
вращения ПбМкр [Л. 41]:
Вм=|0,11Т£4
Lt
D6
0,8
экс^ 4*б' ^Срвзм^Стонк^Свент»
(13-13)
Учитывая формулу (13-1), получаем:
°-8— ( 42’3 У’8 20
^Kp— \ ~ Dj-4 ‘
Сгруппировав далее все известные или заданные величины в один по-
стоянный множитель, равный
С = 0,1 1 • 20/СбрКэксКразмКтонк^Свент const, (13-14)
можно переписать расчетную формулу производительности шаровой ба-
рабанной мельницы в виде
D ___ Lq глЗ 0 / 8 , 0,6 / 1 О 1 Е V
в“ = с-оГ°б • <!3’15>
Из формулы (13-15) видно, что производительность шаровой бара-
банной мельницы зависит от диаметра барабана, его относительной дли-
ны LqID§, относительной частоты вращения ПбМкр и степени загрузки
барабана шарами.
Для решения задачи нахождения оптимальных размеров шаровой
барабанной мельницы учтем зависимость между фб.опт и ПбМкр [см. фор-
мулу (13-3)] и, подставив последнюю в (13-15), получим после некото-
рого упрощения для ШБМ с волнистой броней
откуда
D6= V’083
< /?кр /
0,28С-7г-Р3б
(13-16)
В1/3
м
: La \!/3’ М-
0,28С-^-
•Об J
(13-17)
Таким образом, мы получили зависимость Dq от отношений
и Пб/Якр- Величина оптимальной относительной скорости (ИбМкр)опт бе-
рется по указанным выше рекомендациям (см. §13-1), а оптимальное
значение отношения (ЬбДМопт, при котором удельный расход электро-
энергии на размол имеет минимальное значение, находится следующим
образом. Напишем выражение для ЭМ=УМ/ВМ в таком виде, см. форму-
лу (13-12):
~ г (<71Л + С ЛГдоп
-------------------------, (13-18)
где
С1=0,122-42,Зрш.н0,149ЛгбрКтл=3,77/Сбр/<тл (I)
и
С2= 1,86-42,3S6=78,6S6, (II)
18* 275
через а и б обозначены выражения
Подставив в формулы для а и б значение из (13-17), получим
после простых преобразований
2L.V’125 «0,5 / V’5
икр / \ D& )
О,53С0»5
(Ш)
и
(IV)
причем в этих формулах постоянный коэффициент С определяется по
формуле (13-14).
При подстановке (I), (II), (III), (IV) в формулу (13-18) получим
после преобразований следующее уравнение для удельного расхода
энергии в зависимости от LqIDq’.
где
Q \ ~0,17 | О
Эм — а (уоГ J + р
Аб У>5
De J
А/доП
Вм
16,7КбРКтл
7пр^эл
в0-17
/ ИЙ \ ’’125
149S»(^J
_____\пкр /_______1
^пр^элС0’5 ’
(13-19)
(V)
(VI)
а =
м
И
Для определения оптимального значения (£б/7>б)опт, отвечающего ми-
нимуму удельного расхода энергии берем производную от Эм по
Lef De и приравниваем ее нулю:
(4Г’5=0’ <13-20)
откуда
л 34 а — / У»67
и
«У = (0>34т)'”- <13-21>
Минимальное значение <9^ин, отвечающее оптимальному значению отно-
шения (Вб/Пб)опт, определится по формуле (13-19), в которую вместо
(LqIDq) нужно подставить (Вб/ЗДопт-
276
В выпускаемых шаровых барабанных мельницах отношение LqIDq
составляет для АШ и твердых каменных углей—1,5—3, для мягких
углей—1,2—1,6, при этом большие значения относятся к мельницам
большой мощности.
Расчет молотковых мельниц
При проектировании системы пылеприготовления с молотковыми
мельницами задачей расчета мельницы является поверочный расчет
выбранного типоразмера с целью определения производительности на
заданном топливе при требуемой тонкости помола, а также потребляе-
мой мощности и удельного расхода энергии. При конструировании же
молотковой мельницы задачей расчета является нахождение абсолют-
ного значения размеров мельницы и их оптимального соотношения, а
также оптимальной частоты вращения, обеспечивающих, во-первых, по-
лучение заданной производительности и тонкости помола и, во-вторых,
достижение минимальных суммарных затрат на размол тонны топлива,
складывающихся из затрат на электроэнергию и затрат на ремонт бил.
В отличие от шаровых барабанных мельниц, где затраты, связанные
с износом мелющих органов (шаров, брони), не очень велики, в быстро-
ходных молотковых мельницах расходы на ремонт быстро движущихся
мелющих органов, главным образом бил, а также билодержателей, весь-
ма значительны и соизмеримы с затратами на подводимую к мельнице
электроэнергию. Поэтому оптимальным будет вариант, при котором до-
стигается минимум суммарных затрат на электроэнергию и на ремонт
бил.
Производительность молотковой мельницы зависит от конструктив-
ных размеров и частоты вращения; энергетической загрузки ротора; ро-
да топлива; тонкости помола и степени вентиляции и определяется по
общей для всех мельниц формуле (13-8), а входящие в последнюю ко-
эффициенты для ММ определяются по следующим соотношениям.
Конструктивный параметр мельницы равен:
Сконстр|Q5 КэксКзак» (13-22)
В формуле:
а — опытный коэффициент пропорциональности, равный для мель-
ниц открытого типа с инерционным сепаратором 1,5, для мельниц за-
крытого типа с центробежным сепаратором 1,4, для мельниц с гравита-
ционным сепаратором — при размоле бурых углей 1 и размоле слан-
цев 1,2;
«б — окружная скорость бил
иб = , м/с; (13-22а)
tnD— число бил по окружности ротора в одном ряду, равное от 6
до 8 в мельницах большой мощности;
, Кэкс — 0,85 — поправочный коэффициент, учитывающий отрицатель-
ное влияние износа на производительность мельницы;
Кзак — коэффициент, учитывающий влияние степени закрытия ро-
тора, при открытом роторе равный 1, при закрытом — 0,7.
Нагрузочный параметр, Снагр, учитывающий энергетическую загруз-
ку ротора, равен для мельниц с центробежным и инерционным сепа-
ратором
Сцагр= (1,43/Vf— I)0’7, (13-23)
277
а для мельниц с гравитационным сепаратором
Снагр= (1,43ЛГг—1)°>5. (13-23а)
Коэффициент Лразм — см. формулу (12-34);
Коэффициент Ктонк, учитывающий тонкость помола, равен для
мельниц с центробежным и инерционным сепаратором
Ктоик = fin (13-24)
\ Л90 J
а для мельниц с гравитационным сепаратором
(13-24а)
Коэффициент вентиляции Квент (см. рис. 13-15), определяется по
полуэмпирической формуле:
Квент '=== Tn----> (13-25)
1 4---—
М^с.а
где с = 0,5 при центробежном и 1,5 при инерционном сепараторе.
Удельный расход энергии на размол определяется по соотношению
= Затрачиваемая на мельницу мощность причем
Ni определяется по формуле (13-6), a Nx.x — мощность холостого хода
мельницы, определяется конструктивными размерами и частотой вра-
щения ротора:
jVx х — 7 • 10" 5DpLPu3: Ут^Сб, (13-26)
где р — коэффициент, учитывающий относительную высоту била
(Аб/£)р), Лб — высота била,
В = 1 - 0,7 (1 - 2 . (13-26а>
V 1
Коэффициент Сб, характеризующий лобовое сопротивление бил
в мельнице, зависит от степени перекрытия ротора мельницы; для
мельниц с ротором открытого типа Сб.Откр=1,0; для мельниц с закры-
тым ротором Сб.закр = 0,6.
При конструировании молотковых мельниц [Л. 42] исходят из основ-
ной расчетной формулы производительности (13-8), которую для мель-
ниц с инерционным или центробежным сепаратором представим в виде
BK^C,-b-D't,n’I,K4,43-г^- - 1 У”, (13-27)
Up \ 7Vx.X J
где Ci — произведение постоянных величин,
ZZ/Hp25 КэксЛ зак ("бо"у
(13-28)
105 1 4
IF2c.a J
Решение уравнения (13-27) относительно .рабочей мощности мель-
ницы NM с учетом (13-28) дает:
ю
Nm —• O,77Vx.x 7 V 4-11. (13-29) 1 CD*pn3p рр ^оазмЛтонк j
278
Мощность холостого хода мельницы может быть записана [см.
(13-26)] с учетом формулы (13-22а) для uq, кВт
Wx.x = C,Dsp«'р. (13-30)
где
С2 = 7-10~8 (13-31)
Подстановка выражения (13-30) для в формулу (13-29) для
NM дает после деления на производительность мельницы Вм следующее
выражение для удельного расхода энергии на размол Эм, кВт-ч/т:
а _ олав^7
ci0/7D3Z7„9Z7^A_y (Крам,Ктовк)Ю/7
+ 0^^D^- (13-32)
При конструировании мельницы величины Вм, Кразм, Ктонк извест-
ны. Следовательно, мы получили зависимость Эм от конструктивных
параметров мельницы — L>p, np, Lp/Dp. Следует также учесть влияние на
эффективность работы молотковых мельниц такого важного фактора,
как срок службы бил т. Последний зависит как от конструктивных па-
раметров мельницы Dp, rip, так и от абразивности размалываемого топ-
лива и износостойкости бил, а также от энергетической загрузки мель-
ницы. По данным ЦКТИ [Л. 40] срок службы т, ч, определяется сле-
дующим соотношением:
<13-33)
где
/ Z \0>Б
1’9 * * *(тг)
6 ~~ (1.43М — 1)о»5 ’ (13'34)
В формуле:
го — полное или максимально возможное (выпускаемое заводом)
количество бил, которые могут быть установлены на роторе мельницы,
ZQ=mLmD-,
mL— число рядов бил по длине ротора;
то — максимальное число бил в одном ряду;
г — действительное число фактически установленных на роторе бил,
равное произведению г=тьт,о;
т'в — фактическое (действительное) число бил, установленных
в одном ряду, обычно m'D меньше или равно mD.
i — коэффициент относительной износостойкости металла бил (см.
§ 12-5).
Числовые значения коэффициента б легко определяются при под-
становке величины Ni, подсчитанной по формуле (13-6).
279
Из (13-33) получаем выражение для диаметра ротора £>р, м:
DP=- (13-35)
<10,606^
где
С3 =^0,606. 107,27 (_*Л°’606ф (13-36)
\ Лабр J
Очевидно, для заданного топлива и известного материала бил па-
раметр С3 является величиной известной.
Подставляя полученное выражение (13-35) для £>р в функции т и
пр в основное уравнение (13-32) для удельного расхода энергии на раз-
мол Эм, получаем после преобразований
0,7С2В3/7г°-434^7
Q ___ * М Р |
- -г 7 г х о/7 ’ " '
(Крмм Ктак)ю/7
I 0,7СгС5з / Lp \ 1
"* ВМ \ Dp J ТЗ,ОЗЛ7Р *
Таким образом, для молотковых мельниц с инерционным или цен-
тробежным сепаратором получена зависимость Эм от пр и т, остальные
величины заданы или известны. Отношение Lp/Dp длины ротора к диа-
метру колеблется обычно для мельниц средней мощности от 1,1 до 2,15,
для большой производительности (101 т/ч по бурому углю) выпускае-
мые молотковые мельницы имеют Lp/Dp~ 1,30 [Л. 2].
Для аналитического решения задачи расчета оптимальных парамет-
ров и размеров молотковой мельницы представим формулу (13-37) для
принятого значения Lp/Dp в следующем виде:
Эм=:Ах^ ri‘7 4-№’03/г“7, (13-38)
где А и Б для конкретно решаемой задачи — постоянные величины, за-
висящие от производительности мельницы и рода топлива:
______________0.7С,В^7____________________
С,10'7С36'7 (^-)3'7 (Крази
__0,7СгС5з / Lp \
Вм у Dp J
(13-39)
(13-40)
Зависимость (13-38), представленная графически на рис. 13-21,а,
показывает, что при т= const, Эм с ростом пр сначала падает, достигает
минимума, а затем вновь растет.
Для определения оптимального значения лОпт, отвечающего минималь-
ному значению Э^ин, при заданной величине х = const возьмем частную
производную от [см. формулу (13-38)] по пр и приравняем ее нулю:
дЭм 1 л 0,434 6/7 г7 —3,03—8 п
“5—~ — Ах п' —Б7х п =0,
дпр 7 Р Р ’
откуда
/ 49В \о»14
Лопт=(-4-) Т 0’488.
\ У! у
(13-41)
280
_____Подставляя полученное выражение (13-41) для п0Пт в формулу (13-38),
получаем после преобразований следующее выражение для Э^ин при за-
данном значении т:
Э“н = т0’365 (а-{-£), (13-42)
где
(13-43)
и
А \о>98
492Г )
(13-44)
Характер зависимости Э^ин от т и от пР показан на рис. 13-21,б, в.
Рис. 13-21. К расчету оптимальных размеров и параметров ММ.
а—зависимость Эм от п при различных х; б—зависимость Э“ин от х; в — зависимость
Эмин от д. 2—зависимость Лэл» Ярем и Лобщ от срока службы бил х.
Примечание. Точки а, б, в на рисунке а отвечают минимальным значениям
для х = 400, 600, 800 ч. Прямая а, б, в дает зависимость Э“ин от х.
281
Затраты на электроэнергию коп/т топлива составляют при стоимо-
сти электроэнергии Цэл, коп/(кВт-ч):
Ал-иэл^ЙН, (13-45)
с учетом (13-42)
Лэл = Дэл(а+Ю^365- (13-46)
Затраты на ремонт, связанный с износом бил, включают стоимость
комплектов перелопачиваемых бил и оплату ремонтного персонала:
коп/т топлива:
лри1=k 100. (13-47)
X Огод
В формуле:
Икомпл=7000/т — число сменяемых за год комплектов бил;
1,1 4-1,3 — коэффициент, учитывающий также и другие работы
(ремонт билодержателей, брони);
Скомпл — стоимость одного комплекта бил;
Срем — стоимость ремонтных работ по замене одного комплекта бил,
руб.
Обозначив
„ 70006 (Скомпл 4~ Срем) । qq /।3-48)
' ^год ’ ' '
получим следующую формулу для суммарных затрат, коп/т топлива
Д общ—А эл 4“ Д рем»
в функции от т:
ЛОбщ=^эл(а+<Ют°’365+ут-1. (13-49)
Характер зависимости /l06m=f(T) представлен на рис. 13-21,г, из
которого видно, что с ростом т суммарные затраты ЛОбщ сначала па-
дают, достигают минимума, а затем снова возрастают.
Взяв производную от ЛОбщ по т и приравняв ее нулю, найдем опти-
мальное значение срока службы бил т0Пт, я, при котором величина ЛОбщ
достигает минимума:
^2-= 0,3657/эл (а + ₽) - Тг'« = 0,
откуда
[у "1 о, 73 з
0,365Дэл («н- Р) ] * (13-50)
Рекомендуемый порядок расчета оптимальных параметров и разме-
ров молотковой мельницы следующий: по формуле (13-50) находим
Топт, по формуле (13-41)—величину /гопт, а по формуле (13-42)—зна-
чение Э°пт. Далее находим потребляемую мощность А^м = Дм>Э°пт и по
соотношению Nx^=WM/NonTi — мощность холостого хода. Затем по фор-
муле (13-35) —ЬОът и соответствующую принятому отношению Lp/Dp
длину ротора мельницы £Опт- Выполненные по указанной методике рас-
четы показывают, что экономические показатели молотковой мельницы
повышаются с увеличением отношения
282
Расчет валковых среднеходных мельниц*
Номинальная (максимальная) производительность валковой сред-
неходной мельницы с горизонтальным столом зависит от конструктив-
ных размеров мельницы (главным образом от диаметра размольного
стола), рода топлива и тонкости помола и определяется по общей фор-
муле (13-8). В этой формуле коэффициенты СНагР и Авент для средне-
ходных мельниц равны единице; коэффициент тонкости помола ДТОНк
определяется, как и для ШБМ, по формуле (13-11); коэффициент раз-
молоспособности рабочего топлива Ара3м— по формуле (12-34). Опре-
деление необходимых для расчета Аразм величин производится по сле-
дующим формулам: поправка ПВЛ1, учитывающая влияние влажности
топлива, — по формулам (12-35), (12-356), (12-35в); поправка ПВЛ2 —
по формулам (12-356), (12-35г).
Конструктивный параметр валковой среднеходной мельницы равен:
Оконстр = С/)3Дэк. (13-01)
В формуле:
с=5,9 — опытный коэффициент пропорциональности;
D—диаметр размольного стола, м;
Кэк — коэффициент, учитывающий снижение производительности
в эксплуатационных условиях вследствие износа, принимаемый рав-
ным 0,9.
Расход воздуха 6В, кг воздуха/ч, через среднеходную мельницу или
необходимая производительность мельничного вентилятора, обеспечи-
вающая нормальную вентиляцию мельницы, составляет 1,5—2 кг возду-
ха на 1 кг размалываемого топлива, т. е.
GB = (1,5н-2)Вм-103. (13-52)
Величина 6В должна быть увязана с расходом воздуха, получае-
мым по условиям сушки, из теплового расчета сушильно-мельничной
установки (см. § 14-3).
Мощность, потребляемая среднеходной мельницей МВС (кВт), про-
порциональна, как и производительность, величине D3 и определяется
соотношением
^рзм = 0,6а£>3, (13-53)
где а — опытный коэффициент пропорциональности, зависящий от диа-
метра размольного стола,
а=115— 15D. (13-54)
Мощность, потребляемая мельничным вентилятором системы пыле-
приготовления с мельницей валковой среднеходной, зависит от расхода
воздуха и развиваемого напора, необходимого для преодоления сопро-
тивления тракта пылесистемы.
При установке мельничного вентилятора на одном валу с самой
валковой среднеходной мельницей мощность, потребляемая вентилято-
* При проектировании системы пылеприготовления со среднеходными мельницами,
с мельницами-вентиляторами или с быстроходно-бильными мельницами задачей расчета
мельницы является выполнение поверочного расчета для варианта типоразмера мельни-
цы, предварительно (ориентировочно) выбранного по табл. 13-4 для МВС, табл. 13-5
для ББМ и табл. 13-6 для М-В.
При этом в результате расчета определяется производительность проверяемого
типоразмера мельницы для заданного топлива и принятой (по указанным в гл. 12 ре-
комендациям) тонкости помола, а также потребляемой мощности и удельного расхода
электроэнергии, а в случае мельницы-вентилятора — также и потребного напора.
283
ром (на пневмотранспорт), составляет приближенно 2/3 мощности, по-
требляемой мельницей (на размол), следовательно,
ЛГОбщ=^рзм + Лгтр^|1,'671Л/рзМ. (13-о5)
Удельный расход энергии на размол в мельнице валковой средне-
ходной Эрэм, кВт«ч/т, составляет:
‘Эр3м=-^1-, (13-56)
а общий расход на пылеприготовление
Эобщ~'1,67ЭРзм. (13-57)
Расчет мельниц-вентиляторов
Максимальная размольная производительность мельницы-вентиля-
тора при размоле бурых углей и лигнитов зависит от конструктивных
размеров мельницы и частоты вращения ротора, от рода топлива и от
тонкости помола. Определяется она по общей формуле (13-8), в кото-
рой для М-В, как и Для СМ, коэффициенты Снагр и Авент равны едини-
це; коэффициент тонкости помола определяется, как и для ШБМ, по
формуле (13-11); коэффициент размолоспособности рабочего топлива
Аразм определяется по формуле (12-34), причем поправка Пвли опре-
деляется, как и для ШБМ, по формулам (12-35), >(12-35а), (12-35в),
а поправка /7ВЛ2 — по формулам (12-35г) ,и (12-35а).
Конструктивный параметр мельницы-вентилятора определяется со-
отношением
Сконстр = cDbuK™. ,(13-58)
В формуле:
с=0,115 — коэффициент пропорциональности;
D—диаметр ротора, м;
b — рабочая ширина лопатки, м;
Аэк — 0,9 (см. выше);
« — окружная скорость ротора, м/с.
Производительность мельницы-вентилятора с предвключенной
б,ильной частью превышает величину Вм, найденную по приведенным
выше формулам для мельницы-вентилятора без предвключенной биль-
ной части, на 10%.
Производительность мельницы-вентилятора на фрезерном торфе
Вм, т/ч, определяется по формуле
Вм=0,ЗШм. (13-59)
Размольная производительность мельницы-вентилятора должна
быть увязана с сушильной производительностью, определяемой из соот-
ношения
r____________Ум-В______ (13-60)
^суш— 273 + ^ V ’
IQOOuo.c. а 273
В формуле:
Км-в— производительность мельницы-вентилятора по газовоздуш-
ной смеси, найденная из теплового расчета сушки (см. § 14-3), м3/ч;
Уо.с.а — количество влажного отработанного сушильного агента на
1 кг топлива при 0°С и 760 мм рт. ст., м3/кг;
h — температура отработанного сушильного агента, °C.
284
Полный напор, развиваемый мельницей-вентилятором на незапы-
ленном воздухе Яв.полн и на запыленном .потоке Па, определяется
следующим образом:
•^В.полн=='фр^2. (13-61)
В формуле:
и — окружная скорость ротора, м/с;
р — плотность сушильного агента в конце мельничной установки,
за сепаратором, кг/м3;
ф— коэффициент напора мельницы-вентилятора, зависящий от кон-
структивной характеристики: отношения b/D и от коэффициента расхо-
да ф; величина ф может быть найдена из табл. 13-7. Коэффициент рас-
хода ф определяется соотношением:
^м-в
т 148£)3п
(13-62)
и находится обычно в пределах 0,074-0,10.
Таблица 13-7
Зависимость коэффициента напора мельницы-вентилятора Ф
и к. п. д. т]м в от отношения b/D и коэффициента расхода <р
Коэффициент Отношение b/D Коэффициент расхода q>
0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,11 0,12 0,13
Коэффициент ф 0,54 0,545 0,54 0,53 0,50 0,48 0,45 0,42 0,375 0,335
К. п. д. ^м-в 0,22—0,28 0,24 0,29 0,33 0,36 0,39 0,41 0,42 0,42 0,41 0,38
Коэффициент ф 0,29—0,38 0,55 0,52 0,50 0,49 0,47 0,44 0,42 0,39 0,36 0,32
К. п. д. чМ.в 0,24 0,27 0,29 0,31 0,32 0,325 0,325 0,31 0,29 0,27
напор мельницы-вентилятора на запыленном потоке,
Полный
Н/м2 (Па)
д/ 77 в. по ла
Тл l-|-l,5fx'ce’
(13-63)
где ц'се — концентрация топлива в пылевоздушном потоке перед сепа-
ратором, кг/кг, определяется следующей формулой:
, __юоовм(ЮО-Гр)Кц ,И64А
Р‘се~ (100—Гпл) VM B р * (10 04)
причем кратность циркуляции составляет обычно для бурых углей
Кц^4 кг/кг.
Мощность, потребляемая мельницей-вентилятором на незапылен-
ном потоке, кВт:
А1.= • (13-65)
36 700т)д^_в7]эл
В формуле:
т)м-в —к. п. д. мельницы-вентилятора, зависящий, как и ф, от
отношения bjD и коэффициента расхода ф (см. табл. 13-7);
Лэл — к. п. д. электродвигателя, обычно равный примерно 0,92.
Мощность Мгл, кВт, потребляемая мельницей-вентилятором на раз-
мол и пневмотранспорт, выше, чем мощность А^в при движении через
285
мельницу-вентилятор незапыленного воздуха:
Nn=N. (13’66)
Удельный расход электроэнергии на размол и пневмотранспорт,
кВт-ч/т, определяется соотношением
5общ = -Л/тл/-^м« (13-67)
Расчет быстроходно-бильных мельниц
Номинальная или максимальная размольная производительность
быстроходно-бильной мельницы, допустимая по условиям износа бил
и брони, зависит от конструктивных размеров мельницы, рода топлива
и тонкости помола и определяется по общей формуле (13-8), в которой
для быстроходно-бильной мельницы, как и для среднеходной мельницы,
коэффициенты СНагр и Квент равны единице; коэффициент тонкости по-
мола /Стоик определяется, как и для ШБМ, по формуле (13-11); коэф-
фициент размолоспособности рабочего топлива /Срзм— по формуле
(12-34) с определением входящих в последнюю величин соответственно
поправки /7ВЛ1, учитывающей влияние влажности топлива, — по форму-
лам (12-35), (12-35а), (12-35в); поправки ПВл2 — по формулам (12-35г)
и (12-35а).
Конструктивный параметр в формуле (13-8) для ББМ составляет
на основании опытных данных следующую величину: для типоразмера
-А. Сконскр= 1,95 и для типоразмера Б Сконстр=~3,95.
Суммарная мощность А/Общ, кВт, потребляемая быстроходно-биль-
ной мельницей на размол и пневмотранспорт, определяется по формуле
М>бщ=8,7- 10~8-£>2/г36. (13-68)
В формуле:
8,7-10"8 — опытный коэффициент пропорциональности;
D — диаметр, м;
п — частота вращения, об/мин;
b — ширина бил, м.
Удельный расход электроэнергии на пылеприготовление — на раз-
мол и транспорт Эобщ, кВт-ч/т, определяется по общему соотношению
‘5обЩ::=‘5мН_,Этр:= Уобщ/^М-
ГЛАВА ЧЕТЫРНАДЦАТАЯ
СИСТЕМЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
14-1. СХЕМЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
Системы пылеприготовления делятся на центральные и ин-
дивидуальные. Центральные в свою очередь подразделяются на
схемы с центральной сушкой топлива при индивидуальном размоле и
схемы с отдельно расположенным центральным пылезаводом (ЦПЗ),
в котором производится и сушка и размол.
Центральные схемы пылеприготовления (см. § 14-5) всегда разо-
мкнутые по сушке, т. е. отработанный сушильный агент сбрасывается
в атмосферу.
286
При использовании индивидуальных схем пылеприготовления мель-
ничное оборудование устанавливается непосредственно у парогенера-
торов.
Различают индивидуальные схемы пылеприготовления
с прямым вдуванием и схемы с пылевым промежу-
точным бункером.
В первом случае пыль из мельниц направляется вместе с отрабо-
танным сушильным агентом непосредственно к горелкам топочного
устройства.
6)
14-1.
б)
Индивидуальные
схемы пылеприго-
Рис.
замкнутые
товления с прямым вдуванием
для молотковых мельниц.
а — с шахтиым сепаратором на го-
рячем воздухе; б — с инерционным
сепаратором и концентратором пы-
ли на горячем воздухе; в — с инер-
ционным сепаратором на смеси то-
почных газов с горячим воздухом.
1 — бункер сырого угля; 2 — кла-
пан-мигалка; 3 — отсекающий 1ии-
бер; 4 — питатель сырого угля; 5 —
течка сырого угля; 6 — трубопровод
присадки холодного воздуха; 7 —
молотковая мельница: 8 — сепара-
тор; 9 — устройство для нисходя-
щей сушки; 10 — дутьевой вентиля-
тор; 11 — клапан присадки холод-
ного воздуха; 12 — горелка; 13 —
короб вторичного воздуха; 14 — парогенератор; 15 — газопровод топочных газов; 16 — воздухопровод
горячего воздуха; П — воздухоподогреватель; /8 — смесительная камера; 19— взрывной клапан; 20 —
концентратор пыли; 21— шнбер с быстрозакрывающимся устройством; 22 — атмосферный клапан;
23 — сбросная горелка; 24 — трубопровод холодного воздуха для уплотнения вала мельницы; 25 —
23 — сбросная горелка; 24 — трубопровод холодного воздуха для уплотнения вала мельницы;
эжекторная горелка; 26 — водяная форсунка.
Во втором — пыль после сепаратора осаждается в циклоне и со-
бирается в пылевом бункере.
Схема с прямым вдуванием является всегда замкнутой, так как
в ней отработанный влажный сушильный агент сбрасывается вместе
с пылью в топку.
287
Схемы с пылевым бункером выполняют как замкнутыми, так и
разомкнутыми. На рис. 14-1 представлены индивидуальные замкнутые
схемы пылеприготовления с прямым вдуванием для молотковых
мельниц:
с шахтным сепаратором на горячем воздухе под давлением
(рис. 14-1,а);
с инерционным сепаратором и пылеконцентратором на горячем
воздухе под давлением (рис. 14-1,6);
с инерционным сепаратором и эжекторными горелками на смеси
топочных газов с горячим воздухом под разрежением (рис. 14-1,в).
"" 7
Рис. 14-2. Индивидуальная замкнутая схема пылеприготовления с прямым вдуванием
для шаровых барабанных мельниц.
/ — бункер сырого угля; 2 — автовесы; 3— весовой бункер; 4 — питатель сырого угля; 5 —устройство
для нисходящей сушки; 6 — клапан-мигалка; 7 — мельница; 8 — сепаратор; 9 — мельничный вентиля-
тор; 10 — распределитель пыли; 11— клапан присадки холодного воздуха; 12 — горелка; /3 — короб
вторичного воздуха; 14 — парогенератор; 15 — газопровод топочных газов; 16 — воздухопровод горяче-
го воздуха; П— воздухоподогреватель; /8 — дутьевой вентилятор; 19— взрывной клапан; 20 — сме-
сительная камера; 21 — течка сырого угля; 22 — отсекающий шибер: 23 — измерительное устройство
для расхода сушильного агента.
Установкой пылеконцентраторов на пылепроводах в схеме на
рис. 14-1,6 достигается выделение из потока основной массы пыли с не-
которым количеством сушильного агента, направляющейся в основные
горелки 12; другая часть отработанного сушильного агента вместе
с небольшим количеством тонкой пыли подается в топку через сброс-
ные горелки 23. Эта схема рекомендуется для повышения устойчивости
воспламенения пылевоздушной смеси в топке.
Индивидуальная замкнутая схема пылеприготов-
ления с прямым вдуванием с шаровыми барабанными мель-
ницами представлена на рис. 14-2; замкнутые схемы с промбункером и
шаровыми барабанными мельницами представлены на рис. 14-3:
при подаче пыли отработанным влажным сушильным агентом и
сушке топлива либо смесью топочных газов с горячим воздухом
(рис. 14-3,а), либо — при размоле сухих топлив — горячим воздухом;
при подаче пыли горячим воздухом отдельно установленным вен-
тилятором горячего первичного воздуха (рис. 14-3,6) либо под напором
дутьевых вентиляторов парогенератора, а также сбросом влажного
288
Рис. 14-3. Замкнутая схема .пылеприготовления с промбункером и шаровыми барабан-
ными мельницами.
<2 с подачей пыли отработанным сушильным агентом; б — с подачей пыли горячим воздухом;
/—бункер сырого угля; 2 — автовесы; 3 — весовой бункер; 4 — питатель сырого угля; 5—устройство
для нисходящей сушкн; 6 — клапан-мигалка; 7 — мельница; 8 — сепаратор; 9 —мельничный венти-
лятор-. 16 — короб первичного воздуха; //— клапан присадки холодного воздуха; 12 — горелка основ-
ная; 13 — короб вторичного воздуха; 14 — парогенератор; 15 — газопровод топочных газов; 15 — воз-
духопровод горячего воздуха; 17 — воздухоподогреватель; 18 — дутьевой вентилятор; 19— взрывной
клапан; 20 — смесительная камера; 21 — течка сырого угля; 22 — циклон; 23—атмосферный клапан:
24 — перекидной шибер; 25 — реверсивный шнек.-, 26 — бункер пыли; 27 — смеситель пыли с воздухом;
28 — измерительная шайба; 29 — трубопровод влагоотсоса; 30— трубопровод рециркуляции; 31 — от-
секающий шибер; 32— питатель пыли; 33—короб сбросного воздуха; 34—сбросная горелка;
35 — вентилятор горячего воздуха.
19—541
289
сушильного агента через сбросные горелки 34. Для сушки топлива
в этой схеме применяется горячий воздух.
Схема с подачей пыли горячим воздухом рекомендуется при сжи-
гании низкореакционных топлив, таких как АШ и Т, для облегчения
процесса воспламенения угольной пыли. Разомкнутые схемы пылепри-
готовления с молотковыми мельницами даны на рис. 14-4:
схема разомкнутая после подсушивающего устройства, при сушке-
топлива смесью горячего воздуха и топочных газов, с воздушным регу-
лированием температуры воздуха, подаваемого в трубу-сушилку, и го-
рячего воздуха, подаваемого в мельницу, и с добавкой для дополнитель-
ного регулирования холодного воздуха от дутьевого вентилятора (ДВ)
(рис. 14-4,а);
схема, разомкнутая после мельничного устройства, при сушке
топлива горячим воздухом либо отходящими газами парогенератора
(рис. 14-4,6).
Индивидуальные замкнутые схемы пылеприготовления с прямым
вдуванием могут применяться для всех типов мельниц. Однако при
использовании шаровых барабанных мельниц они целесообразны лишь,
при условии работы парогенераторов с базовой нагрузкой, так как при
снижении нагрузки парогенератора и соответственно производительно-
сти мельниц резко повышается удельный расход электроэнергии на
размол (см. гл. 13).
Индивидуальная замкнутая схема с пылевым-
бункером применяется чаще всего с шаровыми барабанными мель-
ницами при работе парогенераторов как с базовой, так и с переменной
нагрузками. В последнем случае установленные на парогенераторе ша-
ровые барабанные мелцницы работают с максимальной производитель-
ностью, накапливая пыль в пылевом бункере и передавая ее реверсив-
ным шнеком в пылесистемы соседних парогенераторов.
При заполнении промбункера шаровые барабанные мельницы
останавливают для срабатывания накопленной пыли. Применение мель-
ниц типов ММ, СМ в схеме с пылевым бункером мало целесообразно
вследствие усложнения схемы для этих мельниц.
Индивидуальные замкнутые схемы пылеприготовления как с пря-
мым вдуванием, так и с пылевым бункером рекомендуется применять
при размоле топлив с IFnp<3,64-4,8 %-кг/МДж (154-20 %-кг/Мкал)
для топок с сухим и жидким шлакоудалением.
При более высокой влажности топлива эти схемы нецелесообразны
вследствие повышения потерь тепла в парогенераторе, а также вслед-
ствие неустойчивости процесса горения, особенно в топке с жидким
шлакоудалением. Для мельниц-вентиляторов допускают размол высоко-
влажных бурых углей с U7np=3,6-h7,2%-кг/МДж(154-30%-кг/Мкал)
при сушке до мельницы топочными газами в сушильной шахте.
Индивидуальная разомкнутая схема с пылевым
промежуточным бункером применяется при размоле высоко-
влажных топлив с lFnp>3,64-4,8 %-кг/МДж (154-20 %-кг/Мкал) для
топок с сухим и предпочтительнее, с жидким шлакоудалением. Услож-
нение и удорожание схемы компенсируется при этом повышением
к. п. д. парогенератора за счет уменьшения потери тепла qz вследствие
уменьшения объема дымовых газов, а также потерь тепла q?J и 74 вслед-
ствие повышения устойчивости горения подсушенного топлива. В связи
с повышением температурного напора при сушке топлива отходящими
газами парогенератора (см. схему на рис. 14-4,6) несколько сокраща-
ются поверхности нагрева парогенератора.
290
Рис. 14-4. Индивидуальные разомкнутые схемы пылеприготовления с промбункером для молотковых мельниц.
а — при сушке топлива смесью горячего воздуха и топочных газов; б — при сушке топлива отходящими газами парогенератора; 1 — буикер сырого угля; 2 —
клапан-мигалка; 3 — отсекающий шибер; 4 — питатель сырого угля; 5 — питатель пыли; 6 — бункер сушонки; 7 — мельница; 8 —сепаратор; 9 — сушильный вен-
тилятор; 10 — короб первичного воздуха; // — клапан присадки холодного воздуха; /2 —горелка; /3—короб вторичного воздуха; 14 — парогенератор; /5 — газо-
провод топочных газов; 16 — воздухопровод горячего воздуха; /7 — воздухоподогреватель; /8 — дутьевой вентилятор; /9 — взрывной клапан; 20 — смесительная
камера; 2/—течка сырого угля; 22 — пылеотделитель (циклон); 23 — топливоотделитель; 24 — перекидной шибер; 25 — реверсивный шнек; 26— пылевой бун-
to кер; 27 — смеситель пыли; 28 — золоуловитель; 29 — трубопровод влагоотсоса; 30 — дымосос; 3/— трубопровод присадки холодного воздуха; 32 —труба сушилка;
£ 33 — отходоуловитель; 34 — электрофильтр или рукавный фильтр; 35 — шлюзовой затвор.
В качестве сушильного агента в индивидуальных схемах применяют
горячий воздух при углях «сухих», либо смесь горячего воздуха с то-
почными газами при размоле высоковлажнырс углей (рис. 14-4,a it
14-3,а) либо отходящие газы парогенератора (рис. 14-4,6). В схемах
с шаровыми барабанными мельницами обычно предусматривают пред-
варительную подсушку топлива до мельницы на нисходящем сушильном
участке, применение которой может быть целесообразно и для других
типов мельниц.
Число устанавливаемых на парогенераторе мельниц берется в за-
висимости от производительности парогенератора. Обычно на один паро-
генератор устанавливается от одной до трех шаровых барабанных и от
двух до шести молотковых или среднеходные мельниц.
Необходимая производительность одной мельницы Вм принимается рав-
ной: при схемах с прямым вдуванием при zM = 2, Вм = 0,75 Впг; при гм^
>3 Вм —0,90 ~Впг при схемах с промбункером Вм = /Сзап-^-, т/ч.
2м- 1 2м
В этих соотношениях:
Кзап — коэффициент запаса, обычно равный 1,15;
Впг — часовой расход топлива на парогенератор, т/ч;
гм — число мельниц, устанавливаемых на один парогенератор, шт.
14-2. ЭЛЕМЕНТЫ СИСТЕМ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
В системе пылеприготовления, кроме основного оборудования —
собственно мельниц, имеется ряд вспомогательных элементов: сепа-
ратор, циклон, клапаны-мигалки — непосредственно влияют
на эффективность работы мельниц; пылепитатели, пыледелите-
ли-—влияют на равномерность выдачи пыли в горелочные устройства
топки, что оказывается на стабильности работы парогенератора.
К существенным элементам системы пылеприготовления относятся
также так называемые взрывные клапаны, устанавливаемые в раз-
личных местах тракта движения топлива и пыли: на устройстве для»
нисходящей сушки топлива, на трубопроводах между мельницей и се-
паратором, между сепаратором и циклоном, между циклоном и мель-
ничным вентилятором, а также на сепараторе, циклоне, пылевом бунке-
ре, на распределительном коробе первичного воздуха и др. (см. схемы
пылеприготовления, рис. 14-1 — 14-4).
Назначение взрывных клапанов, автоматически раскрывающихся
в моменты резкого повышения давления при взрывах угольной пыл»
в пылесистеме, — защищать элементы оборудования от повреждения.
Сепараторы
Существующие мельницы выдают в качестве продукта размола не-
готовую пыль, а смесь мелких пылинок с некоторым количеством круп-
ных частиц размером, иногда достигающим 3—5 мм. Задачу отделения
крупных частиц, направляемых в качестве «возврата» в мельницу для
дополнительного измельчения, выполняют сепараторы (пылеразде-
лители), которые, таким образом, являются органической частью раз-
мольной системы. В молотковых, среднеходных и быстроходно-бильных
мельницарс сепараторы устанавливаются непосредственно на корпусе
мельницы, от шаровой барабанной мельницы сепараторы пространствен-
но отделены, расположены на значительной высоте и соединены с ба-
рабаном мельницы двумя трубопроводами: подъемным, по которому
292
в сепаратор поступает смесь измельченного продукта с отработанным
сушильным агентом, и опускным, по которому из сепаратора к входной
горловине мельницы поступает возврат крупных частиц. Отделение в се-
параторах крупных частиц происходит по принципу воздушной сепара-
ции под действием гравитационных сил при падении скорости потока,
либо под действием центробежных сил при сообщении потоку криволи-
нейного движения. Процесс воздушной сепарации подчиняется основной
аэродинамической формуле: сила РГаэ, с которой газовый поток давит
на твердую частицу, пропорциональна квадрату относительной скорости
газов и составляет:
Лаз = СфР-^р,„. (14-1)
В формуле:
Ргаз — сила давления газового потока, Н;
Сф — коэффициент, зависящий от формы частицы и являющийся
функцией критерия Рейнольдса;
F — проекция частицы в направлении движения (миделево сече-
ние), м2;
Ж-аз — скорость газового потока относительно частицы, м/с;
Ргаз — плотность газов, кг/м3.
Для сферических частиц при Re от 0,1 до 1 Сф = 24/Ре, при Re от
10 до 1000 Сф=13/ yZRe и при Re= 1000—200000 Сф^0,48.
При подъемном движении на частицу действует с одной стороны
сила тяжести G, с другой — сила давления газового потока РГаз-
При равенстве этих сил
G = Pra, (14-2)
частица находится в равновесии и не движется; скорость потока, при ко-
торой частица находится в покое и не выпадает из потока, называется
критической или скоростью парения* I^nap, при этом IFra3 = Wnap. При
^газ>1^пар частица движется вверх, при №газ<№пар частица выпадает
из потока.
Диаметр парящих частиц d, определяется из (14-2):
r.d3 каж nd2 Wzra3
-Q- рт ё — СФ~4 ~ Ргаз’
где р*аж — кажущаяся (объемная) плотность угольных частиц, кг/м3;
d = (14-2а)
1 о, Uo окаж
гт
Подставив в формулу (14-2а) выражения для Сф при различные
значениях критерия Рейнольдса частицы Re=W7ra3d'/v (v — кинематиче-
ская вязкость, м2/с) и проведя соответствующие преобразования с уче-
том соотношения №газ — l^nap, получим для области Re=0,1-4-1:
диаметр частиц, м
d = 1,36 Vv yf -gj- (14-3)
V Рт
а скорость парения, м/с
каж
№пар = 0,544 —d2. (14-4)
* Эту скорость часто называют скоростью витания.
293
Для Re = 10- 1000
, 1/3 / Рг \ 2/3 ТУ/
d = V I каж «'пар,
(14-5)
1 7 окаж \2/3
________1 I Нт 1
W пар —
v
и для Re= 1000 и-200 000,
d =0.0368 -gj. 1Р„ар, м;
рг
(14-6)
(14-7)
Гиар = 5,21
с.
(14-8)
ргаз
условий работы сепаратора при /~75°С, ргаз=1 кг/м3, v =
1000 кг/м3 (подмосковный уголь), формулы
Для
= 20-10-6 м2/с, и при р*аж
(14-3) — (14-8) принимают вид:
для
Re = 0,l ч-1
d = 0,193-10-«l/Fn^,
WnaP = 27,2-d2;
(14-9)
(14-10)
Re=10=1000,
d = 0,272-10-3 №пар,
^паР = 3,68^;
Re = 1000 — 200 000
d = 0,0368 • 10-3 U7nap,
И7пар = 5,21 )/ d,
причем в формулах (14-10), (14-12), (14-14) d— в мм.
Подсчитанные по формулам (14-9) —(14-14) значения d и Wnap при-
ведены в табл. 14-1 и на рис. 14-5.
На графике зависимости скорости парения от диаметра частиц
(рис. 14-5) средний участок кривой (d от 0,1 до 3—5 мм, №газ от 0,2
до 8—10 м/с) относится к воздушно-проходным сепараторам, нижний
участок (d<0,l мм, №газ<0,2 м/с) —
к пылеуловителям (циклонам),
а верхний (d от 5 до 80 мм, 1Ггаз
от 10 до 50 м/с)—к сушильным
трубам и установкам для пневмо-
транспорта кусков топлива.
При движении в криволинейном
воздушном потоке относительно не-
большим влиянием силы тяжести
пылинок можно пренебречь, поэто-
му можно считать, что угольные ча-
стицы находятся практически под
действием двух сил: центробежной
Рц, выбрасывающей частицу из по-
тока по радиусу, в сторону от цен-
тра криволинейного участка со ско-
ростью П7рад, и силы сопротивления
воздушного слоя Рвозд, направлен-
ной по радиусу к центру и препят-
ствующей движению частицы.
ДЛЯ
для
(14-11)
(14-12)
(14-13)
(14-14)
Рис. 14-5. Зависимость скорости парения
частиц от их диаметра при ^Газ = 75°С,
ртка ж = 1000 кг/м3.
294
Таблица 14-1
Зависимость диаметра частицы и скорости парения от числа Рейнольдса
Re d, мм 1^пар« м/с 0,1 0,04 0,044 1 0,09 0,22 10 0,234 0,86 1000 2,34 8,6 200 000 84 48
Равнодействующая сил, н, выражается уравнением
гЖрад р -р. ЗОЗД mF R С/7Ц72радргаз 2 (14-15)
В уравнении (14-15) :
т — масса частицы;
т — время;
R—радиус кривизны криволинейного потока;
W— скорость воздуха, принимаемая равной скорости частицы в на-
правлении потока; частица выпадает из криволинейного потока, если
она достигла внешней, ограничивающей поток стенки.
Таким образом, процесс сепарации угольных частиц из криволи-
нейного потока будет тем эффективнее, чем больше входная скорость
газового потока W, чем больше масса частиц (диаметр, плотность) и
чем меньше радиус кривизны R.
Таблица 14-2
Центробежные сепараторы для шаровых барабанных мельниц (к рис. 14-6)
Характеристики Типоразмер мельниц
Ш-16 Ш-25 Ш-32 Ш-50 Ш-70
Производительность мельничного вен- тилятора VMB, тыс. м3/ч 40—75 74—135 90—165 104—213 158—300
Диаметр сепаратора DCe, мм Объем сепаратора ГСе, м3 3300 4250 4500 4750 5500
15,7 33,4 40,0 47,0 73,0
Диаметр входного патрубка d', мм 1000 1400 1600 1600 2000
Диаметр выходного патрубка d", мм 1200 1600 1800 2000 2400
На рис. 14-6 представлен центробежный сепаратор, устанавливае-
мый за шаровой барабанной мельницей, выдающий относительно тон-
кую пыль с 7?эо от 5 до 36%. Размеры сепараторов для шаровых бара-
банных мельниц см. в табл. 14-2. Аэросмесь из мельницы поступает
в сепаратор со скоростью 14—18 м/с, обеспечивающей подъем угольных
частиц размером до 5—8 мм. При выходе потока в наружный конус
сепаратора скорость снижается до 4—6 м/с, из потока выпадают круп-
ные частицы угля размером более 1—2 мм (см. рис. 14-5) и по нижней
трубе возврата направляются обратно в мельницу. Смесь влажного су-
шильного агента с оставшимися частицами, проходя через тангенциаль-
но установленные поворотные лопатки во внутренний конус, закручива-
ется, и под действием центробежных сил выпадают частицы пыли круп-
нее 0,1—0,2 мм и осаждаются во внутреннем конусе, а мелкая пыль
с воздухом поворачивается на 180° и отводится из сепаратора через
верхний центральный патрубок. При этом повороте происходит допол-
нительная сепарация пылевых частиц. Регулирование тонкости помола
производится либо изменением скорости потока за счет изменения об-
295
щего расхода воздуха через мельничную систему, либо, чаще, измене-
нием степени закручивания потока створками сепаратора при постоян-
ной скорости воздуха. Степень регулируемости центробежного сепара-
тора выражается отношением
Рис. 14-6. Центробежный воздушно-проходной се-
паратор для ШБМ.
/ — входной патрубок; 2 — наружный конус; 3 —регули-
ровочные лопатки; 4 — привод лопаток; 5 — внутренний
конус; 6 — нижняя труба возврата; 7 — верхняя труба
возврата; 8 — броневая плита; 9— выходной патрубок;
10 — сальниковый компенсатор; 11 — взрывной клапан.
Срег—^'9о/^"9о.
В формуле:
^Z90 — остаток при ПОЛ-
НОСТЬЮ открытых лопатках;
7?% — остаток при ма-
ксимально прикрытых ло-
патках, составляет величину
около 3.
Размеры сепаратора оп-
ределяют по напряжению
его объема Нсе, м3/ч/м3, под
которым понимают отноше-
ние часового расхода возду-
ха, подаваемого мельнич-
ным вентилятором Vmb,
к общему геометрическому
объему сепаратора УСе
(14-16)
у се
Величина Нсе зависит от
тонкости помола: чем пыль
тоньше, тем меньше Нсе
(рис. 14-7).
Необходимый объем се-
паратора определяют из со-
отношения (14-16), а опре-
деляющий размер сепарато-
ра— его диаметр находят
по формуле, связывающей
величины Усе и Dce, ,м:
3 / V
Далее по величине Dce
находят остальные размеры
сепаратора.
На рис. 14-8 показан
центробежный сепа-
ратор, устанавливаемый
непосредственно на корпусе
молотковой или быстроход-
но-бильной мельницы, при-
меняемый при размоле ка-
менных углей с тонко-
стью помола 7?9о=2Оч-4О%.
Здесь в отличие от се-
паратора шаровой барабан-
ной мельницы устройство
для отвода возврата в мель-
296
Таблица 14-3
Центробежные сепараторы для молотковых мельниц (к рис. 14-5)|
Типоразмер мельниц
Наименование ММТ 1300/2030/735 I ММТ 1500/1910/735 ММТ 1500/2510/735 ММТ 1500/3230/735 1 ММТ 2000/2200/735 ММТ 2000/2600/590 ММТ 2600/3360/590
Производительность мельницы по подмосковному углю ДпОДМ, т/ч 16,7 23,4 30,6 39,7 55,3 34,6 101
Расход сушильного агента за сепаратором Гсе> тыс.мз/ч 17—25 17—25 26—36 35—48 35—48 48—65 70—95
Диаметр сепаратора £>се, мм 2500 2500 2800 3100 3100 3500 4000
Объем сепаратора Vce, мз 14,3 14,4 19,3 31 31 38 54
Объем сепаратора с мельницей V общ—Гсе~Г Гмел > М3 17,9 18,9 25,3 38,4 38,4 48 75
Диаметр выходного патрубка d", мм Площадь взрывных клапанов Гвзр.кл» м2 750 750 900 1100 1100 1400 1700
0,72 0,76 1,0 1,5 1,5 1,6 3,0
ницу расположено внутри корпуса сепаратора. Размеры центробежных
сепараторов для молотковых мельниц см. в табл. 14-3.
Инерционные сепараторы ВТИ (рис. 14-9) применяются
на молотковых мельницах средней и большой мощности при размоле
бурых углей, сланцев и фрезерного торфа, для получения грубой пыли
с 7?9о>40°/о. Регулировка тонкости
помола осуществляется изменением
положения поворотного шибера, а
предел регулирования равен Д^90=
=10-г-15%. Скорость воздуха в ка-
нале а сепаратора составляет 4,5—
7,5 м/с. Размеры инерционных сепа-
раторов см. в табл. 14-4.
Гравитационные (шахт-
ные) сепараторы (рис. 14-ГО)
Рис. 14-7. Зависимость напряжения
объема сепаратора Нсе от тонкости по-
мола iZ?90.
компонуются с молотковыми мель-
ницами относительно невысокой про-
изводительности — менее 20 т/ч по
подмосковному углю. Молотковые
мельницы с шахтными сепараторами применяются для получения гру-
бой пыли с /?9о>45°/о при размоле бурых углей, сланцев и фрезторфа.
Отделение пыли в них происходит под действием гравитационных сил:
при скорости потока 1,5—3 м/с из шахты выносятся пылинки с макси-
мальным размером 0,3—0,7 мм (см. рис. 14-5); более крупные выпадают
из потока и возвращаются в зону размола мельницы.
Для удовлетворительной работы гравитационного сепаратора в нем
должно создаваться неравномерное поле скоростей, что в молотковых
мельницах получается автоматически, за счет одностороннего поступле-
ния пылевоздушной смеси из мельницы в сепаратор и возврата с другой
стороны шахты вместе с крупными пылинками части подсасываемого
!97
Таблица 14-4
Инерционныэ сепараторы ВТИ (к рис. 14-9)
Характеристика Типоразмер мельниц
ММТ 1300/2030/735 ММТ 1500/1910/735 ММТ 1500/2510/735 ММТ 1500/3230/735 ММТ 2000/2600/590 ММТ 2600/3360/590 ММТ 2500/3360/590
Диаметр ротора Dp, мм Расход воздуха Уса, тыс. м3/ч Ширина входной части сепаратора а, мм Высота сепаратора Н, мм' Длина корпуса сепаратора £к с, мм Объем сепаратора V„„, м» _ '-с Объем сепараторами мельницы ^общ1 мз Площадь взрывных клапанов ^взр.кл> м’ 1300 27,4—41,6 975 3000 2078 11,7 16,8 0,67 1500 35,2—55,5 ИЗО 3500 1960 15,0 23,0 0,92 1500 48—74 ИЗО 3500 2560 19,5 29,4 1,18 1500 62—105 ИЗО 3500 3280 25,0 36,9 1,48 2000 58—96 1500 4600 2845 38 54,5 2,18 2600 138—200 2200 6500 3410 85,0 115,0 4,6 2600 95—147* 1600 4800 3410 62,0 78,5 3,13
* При размоле предварительно подсушенного угля (сушонки).
билами воздуха из шахты. В верхней части сепаратора опускные токи
воздуха исчезают и по всему сечению имеют место подъемные токи.
Средняя скорость воздуха в шахте составляет для бурых углей
1,6—3,3 м/с, а для сланцев — 2,2—3,4 м/с. Этим скоростям отвечают
значения от 40 до 70% в первом случае и от 28 до 44% —во втором
Рис. 14-8. Центробежный сепаратор для ММ.
/ — входной патрубок; 2 — наружный конус; 3—поворотные лопатки; 4 — привод по-
воротных лопаток; 5 — внутренний конус; 6 — труба возврата; 7 — выходной патру-
бок; 8 — взрывной клапан.
298
(рис. 14-11). При размоле фрезерного торфа скорость принимается рав-
ной 3,5—4,5 м/с. Регулирование тонкости помола достигается измене-
нием скорости в шахте за счет изменения количества сушильного аген-
та, поступающего в молотковую мельницу.
Вращающиеся сепараторы (рис. 14-12) устанавливаются-на
корпусе среднеходных мельниц. Вращение сепаратора происходит либо
от основного вала самой мельницы (см. рис. 13-16), либо от самостоя-
тельного привода (см.
рис. 13-17). Основным
элементом вращающегося
сепаратора является «кор-
зинка», образованная из
пластин (лопаток) или
уголков, расположенных
на коническом или ци-
Рис. 14-9. Инерционный сепаратор ВТИ.
1 — входная часть сепаратора; 2 — корпус сепаратор; 3 —
криволинейный верхний участок сепаратора; 4 — регули-
рующий шибер; 5 — выходной патрубок; 6 — течка воз-
врата; 7 — взрывной клапан; 8 — течка основного топ-
лива.
Рис. 14-10. Гравитационный сепа-
ратор.
1 — гравитационная шахта; 2 — шибе-
ры; 3 — подача сырого топлива; 4 —
вход подсушенного топлива в мель-
ницу; 5 — возврат крупных частиц.
линдрическом каркасе. Лопатки сепаратора, вращающиеся со скоро-
стью окдло 5 м/с, отбивают крупные частицы угля, которые под воз-
действием приобретенной скорости и центробежной силы выпадают из
потока в мельницу для дополнительного размола. Мелкие же пылинки
свободно проходят через лопатки и уносятся с воздушным потоком вверх
из сепаратора. Регулирование тонкости помола осуществляется в сепа-
раторах с постоянной частотой вращения изменением угла поворота ло-
паток (при остановленной мельнице), а в сепараторах с самостоятель-
ным приводом — изменением частоты вращения; при снижении частоты
вращения пыль угрубляется.
299
Вращающиеся сепараторы характеризуются высоким коэффициентом
п полидисперсности выдаваемой пыли, порядка 1,20 и выше, что явля-
ется их достоинством.
На невентилируемых шаровых барабанных мельницах устанавлива-
ются механические сепараторы (рис. 14-13) с замкнутым воз-
душным потоком, создаваемым расположенным внутри сепаратора вен-
тилятором 3 с отдельным приводом 10. Измельченный уголь поступает
на вращающуюся тарел-
ку /, с которой под дей-
ствием центробежных сил
сбрасывается и ударяет-
ся о -неподвижное кони-
ческое кольцо 2. Отра-
женные последним круп-
Рис. 14-12. Вращающийся сепаратор для
среднеходных мельниц.
}—верхнее кольцо каркаса; 2 — нижние отбой-
ные уголки; 3 — нижнее кольцо каркаса; 4 —
верхние отбойные уголки.
90МКМ, °
Рис, 14-11. Зависимость скоро-
сти в шахте от тонкости пыли.
1 — для бурых углей; 2 — для
сланцев.
положенной сбоку сепаратора трубе возврата 7 направляются в мель-
ницу. Мелкие пылинки подхватываются воздухом, циркулирующим по
замкнутому контуру внутри сепаратора (на рис. 14-13 показано стрел-
ками), и закрученные в лопатках вентилятора 3, вращающегося от того
же двигателя, что и тарелка 1, выпадают на внутренней поверхности
конуса 9 и по стенкам сползают вниз. Далее пыль по центральной тру-
бе 8 направляется в пылевой бункер. Для предотвращения попадания
крупных частиц из внутренней полости сепаратора в наружную служат
отбойные лопатки 5. Выбором угла наклона последних определяются
степень закручивания потока, скорость между лопатками и общий рас-
ход- циркулирующего воздуха, определяющий требуемую тонкость по-
мола.
300.
Основными характеристиками любо-
го сепаратора, определяющими эффек-
тивность его работы, являются к. п. д. и
кратность циркуляции. Коэффициентом
полезного действия сепаратора называет-
ся доля готовой пыли, выдаваемой сепа-
ратором из поступающего в него из мель-
ницы продукта размола. Под готовой по-
нимают пыль с заданной тонкостью по-
мола, характеризуемой остатком 7?эо или
/?2оо- Например, для АШ в качестве гото-
вой считается пыль с 7?9о~7%.
Обозначим Дерез Хмакс количество
готовой пыли в 1 кг поступающего в се-
паратор мельничного продукта; вслед-
ствие недостаточного совершенства сепа-
ратор выдает меньшее количество х, кг,
готовой пыли, так как (хмакс—*), кг, ухо-
дит в возврат.
Очевидно, что к. п. д. сепаратора
равен:
Ъе = -^- (14-18)
I ^макс ’
Для определения величин х и хмаКс,
кг/кг, запишем уравнение материального
баланса на 1 кг поступающего в сепара-
тор мельничного продукта для пыли,
проходящей через заданное сито, напри-
мер пыли 90 мкм:
__ г\ВЗ р.
^-^+0-^)^=-^. (14-19)
Готовый продукт
(мел кая пыль)
Рис. 14-13. Механический сепара-
тор с замкнутым воздушным по-
током.
/ — вращающаяся тарелка; 2 — непо-
движное коническое кольцо; 3 — венти-
лятор внутри сепаратора; 4 — внутрен-
ний конус; 5 — отбойные лопатки; 6 —
поступление размолотого угля нз
мельницы; 7 — труба возврата; 8 —
центральная труба выхода готовой
пыли; 9 — наружный конус сепарато-
ра; 10 — привод вращающейся тарелкн.
где D'aa, D"aa, Dqq — соответственно проход через сито 90 мкм пробы
пыли, взятой до сепаратора (индекс'), после сепаратора (индекс"), и
возврата (индекс вз), %.
Из формулы (14-19) следует, что
При отсутствии в возврате годовой пыли 0 формула (14-20)
принимает вид:
(14-21)
Подставляя выражения для х и хмаКс по формулам (14-20) и
(14-21) в формулу (14-18) для i]Ce, получаем формулу для определения
к. п. д. сепаратора:
« ---£>90 D'rgo
4ce (w) “ D" _пвз ~D^Ti
Lf 9Q --l/gg 8U
(14-22)
301
или, заменяя проходы остатками по соотношению D^= 100—Rgo,
Цсе (go)
__ ^90 100 — R"So
~~ R^—R"90 100 —/?%о
(14-23)
Кратностью циркуляции сепаратора называется отношение количе-
ства поступающего продукта размола G'Ce, т/ч, к количеству пыли
G"ce, т/ч, выходящей из сепаратора:
' -G'<* - G"ce+Gct , ,
G,rce G,rcz Grrce*
где G™ — количество возврата, т/ч.
Учитывая долю х готовой пыли в поступающем в сепаратор продук-
те размола, количество пыли, выходящей из сепаратора, можно запи-
сать как
G"ce==G СеХ, т/ч,
а кратность циркуляции сепаратора
/Г = G'ce 1 G'ce __ 1
G,rzQ GrceX х
Следовательно, учитывая формулу (14-20), получаем:
„ 1 D”90 Dqq Дц~ X п, _г>вз ' £7 90 — /790 или, заменяя проходы остатками, (14-24)
qs oj 1 1 сто СТ СЯО ООО tf (14-25)
По мере повышения тонкости помола (с уменьшением 7?эо) условия
отделения мелких фракций готовой пыли в сепараторе ухудшаются,
растет кратность циркуляции и концентрация пыли в аэропотоке, при
этом снижается к. п. д. сепаратора. Повышение Лц ведет также к уве-
личению сопротивления системы.
Коэффициент полезного действия сепаратора воздушно-проходного*
типа и кратность циркуляции составляют соответственно 50% и 3,5—
4 т/т для тонкой пыли (/?9о=6—8%); 80% и 1,6—2,2 т/т для пыли
средней тонкости помола (7?9о=25-ьЗО%) и 90—95% и 1,4—1,6 т/т для
грубой пыли (/%о=55-4-60%).
Циклоны
В то время как сепаратор (пылеразделитель) служит для разделе-
ния поступающего из мельницы в сепаратор продукта размола на мел-
кую, готовую пыль, выдаваемую сепаратором в циклон, и крупные ча-
стицы, направляемые в виде возврата обратно в мельницу для допол-
нительного измельчения, циклон (или пылеотделитель) служит для
отделения из пылевоздушного потока и осаждения готовой пыли, посту-
пающей в него из сепаратора, и направления ее в расположенный под
циклоном пылевой бункер.
302
Конструкция циклонов показана на рис. 14-14 и 14-15. Пылевоздуш-
ный поток, поступающий тангенциально в верхнюю часть циклона со
скоростью ау'цк=18—22 м/с, закручивается, и при движении вниз по
спирали между корпусом и центральной трубой пылевые частицы под
действием центробежных
сил отбрасываются к наруж-
ной стенке корпуса и спол-
зают в нижнюю коническую
часть циклона, откуда отво-
дятся либо в пылевой бун-
кер, либо в реверсивный пы-
левой шнек.
Выделение пыли проис-
ходит также при повороте
воздушного потока в цен-
тральную отводную трубу.
На последней в некоторых
конструкциях устанавлива-
ются направляющие лопат-
ки, обеспечивающие плав-
ный вход газов. Выходящий
из циклона газ (транспор-
тирующий агент) несет с со-
€ой не уловленную в цикло-
не наиболее мелкую пыль
в количестве около 10—15%.
Под циклоном устанавлива-
ют два последовательно рас-
положенных клапана-ми-
галки.
Клапан - миг а л к а
(рис.’*П4-16) представляет
собой установленный на
трубопроводе клапан, авто-
матически, время от време-
ни открывающийся под дей-
ствием массы скапливаю-
щейся над ним угольной пы-
выход обеспылен-
ного Воздуха кМ. В.
Рис. 14-14. Циклон НИИОГАЗ.
/ — подводящий патрубок; 2 — корпус циклона; 3 — ниж-
няя коническая часть циклона; 4 — внутренняя труба;
5 — выходной патрубок; 6 — подциклоннын бункерок; 7 —
взрывной клапан.
.ли, а под действием груза —
противовеса обратно закры-
вающийся после пропуска
накопившейся пыли. Назна-
чением клапана-мигалки яв-
ляется защита того или иного элемента пылесистемы от присосов возду-
ха при переходе топлива (пыли) из одной области давления в другую.
Клапаны-мигалки устанавливаются также на течке сырого топлива
и трубе возврата из сепаратора. Расстояние h между верхней мигалкой
на трубе под циклоном и нижней частью подциклонного бункера
(см. рис. 14-3, 14-4, 14-14) определяется из условия, чтобы при непре-
рывном движении пыли из циклона к пылевому бункеру вес столба пыли
над мигалками высотой h, м, уравновешивал перепад давлений между
промбункером и циклоном и тем самым препятствовал присосу воздуха
из промбункера, где давление равно атмосферному, в область циклона,
находящегося под сильным разрежением, создаваемым мельничным вен-
303
тилятором пылесистемы. Это расстояние h, м, должно быть не менее
h___ $ГЦик
Рнас£
П1Л &
(14-26)
В формуле:
5'цик — разрежение перед циклоном, Н/м2/(кг/м-с2),
~ насыпная плотность пыли, в среднем равная 500 кг/м3;
g — ускорение силы тяжести, равное 9,81 м/с2.
Например, при разрежении перед циклоном 5/ЦИк = 10 000 Н/м2 (1000 мм вод. ст.)
высота расположения верхней мигалки должна быть равна не менее
10 000
Л== 500-9,81 м-
Рис. 14-15. Циклон
ЦККБ.
1 — входной патрубок; 2 —
корпус циклона; 3 — ниж-
йяя коническая часть цик-
лона; 4 — внутренняя труба;
5 — лопаточный вход; 6 —
выходной патрубок; 7 —
взрывной клапан.
Размеры циклонов
Производительность мельничного вентилятора ^МВ> 'гыс- м8/4 5 10 20 30 40 50
Циклон НИИОГАЗ Диаметр D, мм Высота Н, мм 750 4100 1050 5704 1450 7920 1850 10 100 ,, 2150 И 750 2350 12800
Циклон ЦККБ Диаметр D, мм Высота Н, мм 1150 3290 1450 4150 2100 6000 2750 7860 3150 9000 3600 10 300
304
сечению наружного
Подвод топливной
пыли из циклона.
Определяющим размером циклона является его диаметр м».
рассчитываемый в зависимости от расхода и скорости воздушного по-
тока в циклоне:
-2» <14-27>'
В формуле:
Гмв— производительность мельничного вентилятора, м3/ч;
— скорость газа, отнесенная к поперечному
цилиндра, м/с.
В циклоне НИИОГАЗ (рис. 14-14) ауцк при-
нимается равной 3—3,5 м/с, в циклоне ЦККБ
(рис. 14-15) о>цк=1,4-М,7 м/с. Для одной и той же
производительности мельничного вентилятора _ци-
клон НИИОГАЗ имеет меньший диаметр, чем
циклон ЦККБ, но высота циклона НИИОГАЗ полу-
чается большая (табл. 14-5). Коэффициент сопро-
тивления £, отнесенный к скорости wnK, У циклона
НИИОГАЗ равен 150, у циклона ЦККБ — 390. Та-
ким образом, гидравлическое сопротивление цикло-
на НИИОГАЗ меньше, чем циклона ЦККБ. К. п. д.
циклона т|цк, %, равен:
(14-28)
В формуле:
ббун — количество уловленной (осажденной
в бункер) пыли;
G'n — количество поступающей в циклон пыли.
Коэффициент полезного действия циклона НИИОГАЗ равен 88—
93% при улавливании тонкой угольной пыли с 7%о = 7-г-9%, а к. п. д..
циклона ЦККБ для тех же условий — 80—88%; при расчета^ к. п. д.
циклона НИИОГАЗ принимают равным 90%, а к. п. д. циклона
ЦККБ-85%.
Пыль, поступающая в бункер из циклона, грубее, чем пыль, посту-
пающая в циклон из сепаратора, так как в пыли после сепаратора на-
ходится как уловленная пыль, так и мельчайшая пыль, не уловленная
в циклоне, выносимая из циклона вместе с воздушным потоком, к мель-
ничному вентилятору. Между тонкостью помола пыли, поступающей^
в циклон /?'9оцК, и тонкостью пыли, уловленной в циклоне и осаждаемой
в промбункер, бун существует следующая очевидная связь:
Г> , __
Л аобун — *
^ЦК
Таблица 14-5
В дун кер
пыли
Рис. 14-16. Клапан--
мигалка.
НИИОГАЗ и ЦККБ
60 70 80 90 100 по 120 130 140 150 160 170 180
2650 14 500 3000 16400 3250 17 750 3500 19 100 3750 20 500 4000 21 800 4250 23 200
3600 10 300 4000 11 400
20—541 305-
Наибольшее распространение получил циклон НИИОГАЗ, имеющий
при равных условиях меньший диаметр, меньшее сопротивление и боль-
ший по сравнению с циклоном ЦККБ к. п. д.
Пылепитатели
В системах пылеприготовления с промбункером пыль к горелкам
подается пылепитателями, установленными в нижней части бун-
кера. Подача пыли должна быть равномерной во времени и по отдель-
ным горелкам. На равномерность подачи пыли влияет конфигурация
пылевого бункера. Для предотвращения застревания пыли бункер дол-
жен иметь вертикальные стенки, а у выпускных патрубков наклон стенок
Разрез по fl-fl
2800
Разрез по П П
1310 Поворотный ирссдер
Рис. 14-17. Шнековый пылепитатель МЭИ-Мосэнерго.
1—подбункерок (нижняя часть) пылевого бункера; 2 — секторный шибер; 3 — ось секторного шибе-
ра; 4 — пневмопривод секторного шибера; 5 — корпус шнекового пылепнтателя; 6 — вал шнека; 7 —
витки ппнемной части шнека; 8 — витки подающей части шнека; 9—передний подшипник вала шне-
ка; 10— задний подшипник вала шнека; 11— пылевыдающий патрубок; 12— сальниковое уплотне-
ние вала шнека; 13 — фонарь; 14 — электродвигатель; 15 — текстропный привод шнека.
к горизонту должен быть больше угла естественного откоса, т. е. не
менее 65°. Обычно питатели применяются двух типов — шнековые и
лопастные, реже — барабанно-ячейковые.
На рис. 14-17 показана конструкция шнекового пылепита-
теля. Витки приемной части шнека, расположенной под приемной ко-
робкой корпуса, имеют переменный, увеличивающийся к выходу диа-
метр, а в остальной, подающей части шнека диаметр витков сохраняется
306
постоянным. Благодаря ступенчатой форме витков в приемной части
шнека, каждый из них забирает пыль одинаковыми порциями, равными
разности объемов между витками соседних ступеней разного диаметра.
Поэтому поступление пыли из бункера идет по всей длине приемной
части, что способствует равномерной выдаче пыли и препятствует сво-
дообразованию в бункере. Значительное увеличение активного объема
Рис. 14-18. Лопастной пылепитатель.
а — общий вид; б — вид сверху на верхнюю
звездочку.
пылевого бункера достигается
увеличением числа витков прием-
ной части до 16—18 в выпускае-
мых в настоящее время пылепи-
тателях (ранее число витков бы-
ло 3—5).
Регулирование количества
подаваемой пыли достигается
изменением числа оборотов шне-
ка. В выходной части шнека осу-
Рис. 14-19. Барабанно-ячейковый
пылепитатель.
ществляют подпрессовку пыли уменьшением на 15—20% шага выход-
ных витков, что предотвращает проход пыли по зазору между корпусом
и витками и стабилизирует выдачу пыли. Шнековые пылепитатели при-
меняются для пыли бурых и каменных углей, отходов углеобогащения.
Для пыли сухих топлив типа АШ применяют лопастные и, реже,
барабанные пылепитатели.
Лопастной пылепитатель (рис. 14-18) работает следующим
образом. Пыль из бункера, пройдя шиберы 2, отверстие 6 в верхней
крышке 5, составляющей одно целое с корпусом 1 пылепитатели, попа-
дает в ячейки верхней «звездочки» (верхнего мерительного колеса) 10.
При вращении колеса пыль перемещается по верхней сменной метал-
лической чашке 7 к расположенному под углом 180° (по отношению
к отверстию 6) окну 9 в плоском дне 8 верхней чашки и просыпается
в ячейки нижней звездочки (подающего колеса) 11. Колесо, вращаяясь,
перемещает своими лопастями пыль по нижней чашке 12 к расположен-
ному на 180° (по отношению к отверстию 9) окну 14 в плоском дне 13
нижней чашки, и далее пыль по пылевыдающему патрубку 15 поступа-
ет в течку к пылепроводу. Звездочки 10, 11 представляют собой сталь-
ные диски, в которых профрезерованы ячейки для забора пыли, а пере-
20* 307
городки между ячейками образуют лопасти. Звездочки закреплены на
валу 3, получающем вращение от электродвигателя постоянного тока
через редуктор 16. На верхнем конце вала 3 устанавливается вороши-
тель 4, который при своем вращении взрыхляет пыль, что улучшает по-
ступление ее в звездочки пылепитателя.
Б а р а б а н н о - я ч е й к о в ы й пылепитатель (рис. 14-19) со-
стоит из корпуса 1 и расположенного в нем вращающегося барабана 2,
на поверхности которого имеются канавки—ячейки 3, служащие для за-
бора пыли из бункера. Для обеспечения равномерного поступления пы-
ли из бункера во все приемные ячейки служит частично перекрывающий
верхнюю приемную часть барабана лист 4.
Во всех пылепитателях регулирование количества подаваемой пыли
осуществляется изменением частоты вращения пылепитателя. Последнее
достигается за счет изменения частоты вращения электродвигателя по-
стоянного тока с помощью регулировочного реостата (контроллера).
14-3. ТЕПЛОВОЙ И ВОЗДУШНЫЙ БАЛАНС СИСТЕМЫ
ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
Тепловой расчет системы пылеприготовления выполняют
с целью определения количества тепла, необходимого для подсушки
сырого топлива от начальной влажности Wp до конечной влажности
•пыли 1ГПЛ.
Тепловой баланс системы пылеприготовления составляется обычно
на 1 кг топлива в виде уравнения, выражающего равенство прихода и
расхода тепла, кДж/кг:
Я с.а + q мех + <7прс ~ 7исп + Я 2 + 7т л + Я& (14-29)
Здесь соответственно физическое тепло сушильного агента и при-
.сосанного холодного воздуха определяется по формулам:
feWiWi, (14-30)
и
7прс = Апрс^ЧСхв^хв, (14-31)
.а тепло, выделяющееся за счет механической работы мелющих органов,
,равно:
7мех = Кмех5м- (14-32)
В формуле:
Кмех—коэффициент, равный для шаровых барабанных мельниц 0,7,
для молотковых мельниц 0,8, для среднеходных мельниц 0,6;
^м — удельный расход электроэнергии на размол топлива, кДж/кг.
Тепло, затрачиваемое на испарение влаги топлива, кДж/кг, равно:
7исп = Д W (2500 +1,88^2—4,19/т л), (14-33)
где Д1Г—количество испаренной влаги на 1 кг сырого топлива, кг/кг:
Тепло, уносимое уходящим сушильным агентом, без учета тепла
водяных паров испаренной влаги [последнее в количестве Д1Г-1,88^2
учитывается в величине Яисп, см. формулу (14-33)] определяется по
соотношению, кДж/кг:
72 = l(l+7npc)g’1^2.
(14-35)
308
(14-36)
Физическое тепло, затрачиваемое на подогрев топлива в процессе
сушки, кДж/кг, равно:
VtJI ~Й1Л ( 1 Д1^) £с.Т>
или с учетом выражения (14-34) для Д1Г
100 —ГР
7тл — *пл 100_Гпл *с-т-
Тепло, вносимое сырым топливом, кДж/кг:
. _ _ ( WP .100 — ГР
^с.т — Стл*тл— ( 1QQ Свод “j” Ю0
(14-37)
(14-38)
ССтл ] ^тл«
пылью (подсушенным,
Сстл ) tz-
(14-39)
Тепло уносимое из мельничной установки
размолотым топливом), кДж/кг:
4 _f Гил ( 100 — Гпл
^ПЛ Спл*2 100 ^'В0'П' • 1Q0
Подстановка формул (14-38) и (14-39) в формулу (14-37) дает
после преобразований:
„ _100— ГР Г f „с ! Гпл Свод
^тл 100 ( £ тл-Г юо —Гпл
1ГРСвод
100 — ГР
Потеря тепла от охлаждения мельничной установки, кДж/кг:
О?54
q* ЮООВрзм
(14-41)
В формулах (14-30) — (14-41):
gi — количество сушильного агента, необходимое для сушки 1 кг
сырого топлива от начальной влажности до конечной влажности
пыли 1ГПЛ, кг/кг;
сс.а, сх.в, с2— теплоемкости соответственно сушильного агента при
температуре Л, холодного воздуха при /х.в и охлажденного сушильного
агента при температуре /г, кДж/(кг-К);
Лпрс — коэффициент присоса холодного воздуха в долях от gi, рав-
ный для шаровой барабанной мельницы с промбункером при сушке
смесью топочных газов с горячим воздухом от 0,45 до 0,25, а при
сушке горячим воздухом — 0,40—0,20; для ШБМ с прямым вдуванием—
0,30—0,15, причем меньшие значения относятся к мельницам большой
мощности: для молотковых мельниц — 0,1; для среднеходных мель-
ниц — 0,2.
Агл — температура сырого топлива, °C;
стл, сстл, сПл — теплоемкости соответственно сырого топлива, сухой
массы твердого топлива и пыли, свод — теплоемкость воды, кДж/(кг-К);
— часовая потеря тепла от охлаждения мельничной установки,
кДж/ч; принимается по опытным данным в зависимости от типа мель-
ницы, типоразмера ее и с учетом выбранной схемы пылеприготовления;
Дрзм — производительность мельницы, т/ч.
При тепловом расчете системы пылеприготовления обычно задают-
ся начальной температурой сушильного агента и из уравнения тепло-
вого баланса (14-29) определяют необходимое количество сушильного
агента gi.
При известном или заданном расходе gi из уравнения (14-29) на-
ходят необходимую температуру ti.
309
В качестве сушильного агента обычно применяется горячий воздух,
а при высоковлажном топливе, когда съем влаги при сушке топлива
высокий, а применение сушки горячим воздухом из воздухоподогрева-
теля привело бы к слишком большому количеству воздуха на сушку
и соответственно резкому возрастанию процента первичного воздуха
в горелках, необходим высокотемпературный сушильный агент. В этом
случае используется смесь топочных газов с горячим воздухом или вы-
сокотемпературные продукты сгорания. Для разомкнутой схемы пыле-
приготовления при сушке топлива отходящими газами парогенератора
(см. рис. 14-4,6) известными являются температура t2 за мельничной
установкой [которая принимается в соответствии с рекомендациями
(см. гл. 12) из условий обеспечения взрывобезопасной работы системы
пылеприготовления] и количество сушильного агента glf кг/кг, равное
^ = Ср.г. (14-42)
В формуле:
г?х— объем уходящих дымовых газов на 1 кг топлива, м’/кг (при
температуре 0°С и давления 0,1013 МПа);
рог — плотность дымовых газов, кг/м3*.
Искомой является температура U сушильного агента или, что то же,
температура отходящих газов за парогенератором (^ = ^"пг)
(см. рис. 14-4,6), она получается порядка 300—400°С. Потеря тепла
с уходящими газами парогенератора определяется в этом случае темпе-
ратурой уходящих газов за мельничной установкой ?2=$,ух, равной при
размоле влажных бурых углей
t2 = 10 = 80— 10 = 70°С,
где /"м — тем1^\ Зтура за мельницей.
По данным теплового баланса можно рассчитать воздушный ба-
ланс системы пылеприготовления, т. е. можно найти расходы компонен-
тов сушильного агента — горячего воздуха, топочных газов, а также
количество влажного отработанного сушильного агента, что необходимо
для последующего расчета горелочных устройств топки и выбора разме-
ров пыле- и воздухопроводов.
Количество влажного отработанного сушильного агента на 1 кг топ-
лива при О°С и 760 мм рт. ст. составляет в общем случае, при сушке
смесью топочных газов с горячим воздухом, м3/кг.
Po.c..= fJi_+ ^.»+Кпре > g,+^"L, (14-43)
У рог ров , U, oU4
где rY и гг.в — соответственно доли топочных газов и горячего воздуха
в сушильном агенте, определяемые из соотношения
CrOrr -}- Ср.в^г.в (1 ^”г) = ^с.а^Ь ' (14-44)
Гг.в^Н—г?- (14-45)
При сушке горячим воздухом в формуле (14-43) имеем гг = 0 и
ГГ.В— 1 •
Общий объем влажной смеси за мельничной установкой, потребный
для сушки Врзм топлива, м3/ч, равен:
Гсуш = ЮООВрэмОо. с.а 273 + (14-46)
Z / о
* В данном случае масса газов в 1 м3 при температуре 0°С и давлении 0,1013 МПа.
310
Такой должна быть производительность мельничного вентилятора
по условиям сушки. Но мельничный вентилятор предназначен также для
вентиляции мельницы, причем потребная по условиям размола произ-
водительность Урзм, т. е. необходимое количество вентилирующего мель-
ницу агента, составляет, м3/ч:
для шаровой барабанной мельницы
УрЗМ^ ^барУбар. (14-47)
В формуле:
- Убар — объем барабана мельницы, м3;
— рекомендуемое напряжение объема барабана, равное
«11004-1300 м3/(ч-м3);
для молотковой мельницы
Урзм = 3600wc.a^pIp. (14-48)
В формуле:
аус.а — скорость вентиляции ротора мельницы, т. е. скорость отра-
ботанного сушильного агента, отнесенная к продольному сечению рото-
ра (числовые значения wc.a —см. в гл. 13);
£)р и £р — диаметр и длина ротора, м.
Очевидно, что между величинами Усуш и Урзм, определяемыми не-
зависимо одна от другой, должна быть произведена увязка.
В системах пылеприготовления наряду с понятием производитель-
ности мельницы, определяемой ее конструктивными размерами и энер-
гетической загрузкой и называемой «размольной» производительностью,
рассчитываемой по формуле (13-8), существует еще понятие «сушиль-
ной» производительности. Последняя определяется количеством тепла,
подводимого сушильным агентом, и показывает, сколько топлива может
быть высушено в час при проходе через мельницу ве ^лирующего су-
шильного агента Урзм, т/ч:
Веуш=---------^27з, , (14-49)
_ _ 4/0 “Т" £ 2
lOOOuo. с.а 273
Воздушный баланс, т. е. увязка «размольной» и «сушильной»
производительности мельничной установки, заключается в сопоставле-
нии величин УСуш и Урзм.
Если Усуш=Урзм, то естественно и Врзм — Всуш. Если имее^г место
неравенство Ур3м<Усуш, т. е. мельничный вентилятор имеет производи-
тельность Урзм, определяемую условиями вентиляции мельницы, но
мёньшую, чем требуется для подсушки количества топлива Врзм, это
значит, что Всуш<1Врзм, не хватает тепла для сушки и мельница по усло-
виям сушки будет работать с явной недогрузкой, что недопустимо.
В этом случае необходимо повысить с тем, чтобы уменьшить
flo.c.a И Усуш И получить рЗВеНСТВО Усуш=Урзм-
Если имеет место неравенство Урзм>Усуш, т. е. мельничный венти-
лятор имеет производительность Урзм большую, чем требуется по усло-
виям сушки количества топлива Врзм, ээто означает, что ВСуш>-брзм, т. е.
мельница по условиям сушки могла бы развить большую производи-
тельность, чем Врзм.
Но так как для сушки количества топлива Врзм в мельницу будет
подаваться лишь количество сушильного агента, отвечающее расчетной
величине УСуш, то недостающее для вентиляции мельницы количество
воздуха компенсируется вводом рециркуляции отработанного сушильно-
311
го агента в количестве, м3/ч
Урец—^рзм—Усуш-
В установках с молотковыми мельницами при отсутствии мельнич-
ного вентилятора увязка сушильной и размольной производительности
и обеспечение условия BP3M = Bcym достигается пересчетом теплового ба-
ланса сушильно-мельничной установки за счет соответствующего изме-
нения /1.
Общее количество воздуха в отработанном сушильном агенте мель-
ниц, поступающее в топку парогенератора, м3/с:
•/В _ 10® I о \ „ 273 /г /1л
V о. с.а — (гмВм) UBo. с.а • (14-50)
OOUU Z/о
В формуле:
^во.с.а — количество воздуха в отработанном сушильном агенте на
1 кг размалываемого топлива, м3/кг*;
2М — число мельниц, установленных в системе пылеприготовления
парогенератора;
Вы — производительность мельницы (расход топлива на одну мель-
ницу), т/ч.
Множитель 273 + ^/273 в формуле (14-50) является коэффициентом
пересчета объема воздуха с температуры 0°С, при которой определяет-
ся величина ув0. с.а, на температуру /2 отработанного сушильного агента
мельниц.
При сушке смесью топочных газов с горячим воздухом имеем:
(Ув0. с.а)' = VBo. с.а + Овт.г;
количество воздуха в отработанном сушильном агенте, участвующе-
го в горении топлива, м3/кг:
р.о, ca=(^ + K„K)g, (u-51)
ров v '
количество воздуха, содержащегося в отбираемых для сушки топоч-
ных газах, циркулирующего в системе «топка-мельница»:
увт,r= r--^rgl , м’/кг; (14-52)
ров '
доля воздуха в отбираемых топочных газах, равная отношению из-
быточного воздуха к массе продуктов сгорания 1 кг топлива, кг/кг:
г,.г =---(“т- П 0,1,у-. (14-53)
1 + роватО0— "ioQ*
При сушке горячим воздухом (гг.в=1) формула (14-51) принимает
вид, м3/кг:
’ +р^”?с g,. (14-54)
14-4. ЦЕНТРАЛЬНОЕ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЕ
Схемы центрального пылеприготовления применимы
для различных топлив с размолом в мельницах типов ШБМ, ММ и СМ.
Центральное пылеприготовление осуществляется на пылезаводах, распо-
* Объем воздуха в м3 при температуре 0°С и давлении 0,1013 МПа (760 мм рт. ст.).
312
лагаемых вне парогенераторного цеха. В пылезаводе сосредоточено все
•оборудование для сушки и размола угля. (Готовая пыль из бункера
пылезавода с помощью специальных насосов, называемых киньон-насо-
сами, сжатым воздухом в виде концентрированной смеси подается по
пылепроводам со скоростью 1 —1,5 м/с в пылевые бункера парогенерато-
ров. Сушка топлива осуществляется либо отборным паром турбин в ба-
рабанных сушилках до размола, либо смесью дымовых газов парогене-
ратора с горячим воздухом — в процессе размола. Для станций боль-
шой мощности (1200, 2400 МВт и более) экономически целесообразнее
применять сушку отборным паром, в особенности при высоковлажных
топлива^, что значительно повышает к. п. д. станции вследствие повы-
шения при этом доли полезно использованного тепла пара.
В энергетике находят применение схемы пылеприготовления с цен-
тральным пылезаводом (ЦПЗ) для следующих видов топлива:
для бурого угля при паровой сушке и размоле в молотковых мель-
ницах;
для АШ, ПА и каменных углей при паровой сушке и размоле в не-
вентилируемых шаровых барабанных мельницах;
для АШ при сушке смесью уходящих газов парогенератора и
горячего воздуха и размоле в вентилируемых шаровых барабанных
мельницах.
В качестве примера на рис. 14-20 дана схема ЦПЗ для парогенерато-
ров 1600 т/ч блоков 500 МВт на высоковлажном назаровском буром угле
(Ц7р=4О°/о) с паровой сушкой топлива. На парогенератор устанавлива-
ется четыре разомкнутые сушильно-размольные установки (на
рис. 14-20 показана одна установка).
Сырое топливо из бункера 1 питателем 2 подается во вращающую-
ся барабанную трубчатую сушилку 3 поверхностью нагрева 4000 м2,
•обогреваемую отборным паром турбины с параметрами 0,5 МПа
(5 кгс/см2) и 170°С. Из сушилки подсушенное топливо (сушонка) на-
правляется в молотковую мельницу 7, снабженную инерционным сепа-
ратором. Из последнего пыль выносится в циклон 9 циркулирующим
.замкнутым воздушным потоком, создаваемым мельничным вентилято-
ром 8. Пыль из циклона 9, пройдя клапаны-мигалки 14, поступает в пы-
левой бункер 12. Для отсоса небольшого (~5°/о) количества влаги,
выделяющейся в мельнице, часть циркулирующего влажного воздуха
забирается из циклона 9 дополнительным вентилятором 11 и через
рукавный фильтр 10 сбрасывается в атмосферу. Этим достигается по-
стоянный обмен воздуха в мельничной системе. Из сушильного бараба-
на 3 влажный воздух с небольшим количеством мелких частиц топлива
(3—5%) отсасывается сушильными вентиляторами 6 через группу цик-
лонов 4. Уловленная в циклонах угольная пыль, пройдя клапаны-мигал-
ки, поступает в пылевой бункер 12, а влажный воздух с неуловлен-
ной циклонами 4 мельчайшей пылью, составляющей потерю 0,3—0,5%
топлива, подается вентиляторами 6 в орошаемые водой «мокрые шахты»
5, из которых очищенный воздух сбрасывается в атмосферу, а загряз-
ненная вода с пылью (шлам) спускается в систему гидрозолоудаления
парогенераторной установки.
Из пылевого бункера 12 пыль киньон-насосами 13, в которые
для транспортировки пыли подается сжатый воздух с избыточным дав-
лением ~0,5 МПа (5 кгс/см2), направляется по трубопроводам в виде
пылевоздушной смеси с концентрацией пыли в смеси 35 кг пыли/кг воз-
духа, в парогенераторный цех станции. Здесь смесь поступает в цикло-
ны, установленные на пылевых бункерах парогенераторов. Осажденная
313
в циклонах пыль поступает в пылевой бункер, а запыленный воз-
дух сбрасывается в топку парогенератора. Влажность топлива сни-
жается с IFp = 40% до 16% за сушилкой и до 117пл = 14% за мельничной
установкой. При часовом расходе сушонки парогенератором 250 т/ч и
производительности каждой мельницы по сушонке 70 т/ч резерв по
производительности установки сооставляет ~12%.
Рис. 14-20. Схема ЦПЗ для бурых углей при паровой
сушке и размоле в молотковых
мельницах.
Примечания: 1. На рисунке представлена одна сушильно-размольная установка произво-
ди 1ельностью 100 т/ч по сырому топливу (70 т/ч — по подсушенной пыли).
2. На один парогенератор производительностью 1650 т/ч для блока 500 МВт устанавливаются
четыре сушильно-размольные установки общей производительностью 400 т/ч (по сырому углю).
Схема ЦПЗ для парогенератора 2500 т/ч блока 800 МВт на АШ
представлена на рис. 14-21. На парогенератор устанавливаются две
установки по 150 т/ч по сырому топливу; кроме того, на три блока имеет-
ся одна резервная система, что дает запас порядка 15%.
На рис. 14-21 показана установка, включающая паровую сушилку
и две невентилируемые (точнее, слабо вентилируемые) шаровые бара-
банные мельницы производительностью по 75 т/ч по сырому топливу,
314
а также два бункера сырого угля 20 емкостью по 500 т с запасом на
6—7 ч работы.
Сырое топливо из двух бункеров 20, пройдя два ленточных пита-
теля 1, поступает в паровую барабанную сушилку 2, из которой сушон-
ка по питателю 6 подается двумя шнеками сушонки 7 в два элеватора
8; в приемные воронки элеваторов поступает также выдаваемый через
Пылевоздушная смесь Мигалки
----Уголь и угольная пыль Р Выпуск Воздуха В атмосферу
*—* Запыленный Воздух -* Uluoep
----Вжатый Воздух
Рис. 14-21. Схема ЦПЗ для АШ, ПА и каменных углей при паровой сушке и размоле
з невентилируемой шаровой барабанной мельнице (для парогенератора £) = 2500 т/ч
блоков мощностью 800 МВт).
/—ленточный питатель; 2— трубчатая паровая сушилка; 3 — группа из 6 циклонов; 4 — вентилятор
для отсоса паровоздушной смеси из сушилки; 5 — «мокрая шахта»; 6—питатель угля с раздачей на
два потока; 7— шнек сушонки; 8 — элеватор; 9— механический сепаратор пыли; 10—мельница ша-
ровая барабанная невентилируемая; 11— циклон; 12—вентилятор мельничный; 13 — рукавный
фильтр; 14 — вентилятор отсоса паровоздушной смеси из мельничной системы; 15 — бункер пыли;
16— киньон-насос для подачи пыли в бункера ПГ; П—пылевой шнек; 18 — пылевой шнек от
резервной системы; 19— пылевой шнек рукавного фильтра; 20—бункер сырого топлива; 21 — воз-
врат из сепараторов в мельницу; 22 — трубопровод.
Примечания: 1. На рисунке представлена сушильно-размольная установки производитель-
ностью 150 т/ч по сырому топливу (1 паровая сушилка и 2 НШБМ по 75 т/ч).
2. На один парогенератор производительностью 2500 т/ч блока 800 МВт устанавливаются две
сушильно-размольные системы общей производительностью 300 т/ч. Кроме того, на три блока по
800 МВт устанавливается одна резервная сушильно-размольная система.
шлицы из средней части двух шаровых мельниц 10 размолотый уголь.
Смесь размолотого угля и сушонки подается элеваторами 8 в четыре
механических сепаратора 9, из которых готовая пыль по центральным
трубам поступает в два пылевых шнека 17, а крупные куски по распо-
ложенным сбоку сепараторов трубам возврата 21 направляются в мель-
315
мельницы.
циркулирующего в
Коллектор
Сзкатыи
воздух
р = 5пос/СМг
горячего воздуха
trR=320°
Коллектор
дымовых газов,
v^ffo'c
ру пароге-
нерото
ра
ницы, куда попадают через два приемных патрубка с торцов барабанов
10. Из пылевых шнеков 17 пыль подается в пылевой бункер 15, из
которого киньон-насосами 16 направляется в пылевые бункера парогене-
раторного цеха. По пылевому шнеку 18 в пылевой бункер 15 поступает
также пыль из резервной СРУ. Влажный воздух из паровой сушилки 2
отсасывается сушильным вентилятором 4 через группу из шести цик-
лонов 3, в которых улавливаются выносимые воздухом мелкие частицы
угля, направляемые затем вместе с сушонкой к шнекам 7, а воздух
после циклонов подается в «мокрую шахту» 5, из которой полностью
очищенный выбрасывается в атмосферу. Загрязненная угольной пылыа
вода (шлам) сбрасывается в систему гидрозолоудаления станции.
Особенностью данной схемы является применение для невентили-
руемой шаровой барабанной мельницы слабой вентиляции, осуществляе-
мой вентиляторами 12. Вентиляторы забирают воздух с частью готовой
пыли из средней части барабана через циклон 11 и подают воздух об-
ратно по трубопроводу 22 в торцы мельницы, а пыль из циклона 14
шнеками 17 подается в бункер пыли 15.
Указанная вентиляция несколько повышает производительность
мельницах воздуха, увлажненного
вследствие дополнительного испа-
рения влаги топлива, за счет теп-
ла работы мелющих шаров, отса-
сывается вентиляторами 14 через;
рукавные фильтры 13, из которых
уловленная пыль возвращается
шнеками 19 в пылевые бункера,,
а очищенный от пыли воздух
сбрасывается вентиляторами 14
в атмосферу.
Схема ЦПЗ для парогенера-
тора 950 т/ч блока 300 МВт для
АШ и тощего угля дана на
рис. 14-22. Здесь предусмотрена
сушка топлива смесью отходящих
дымовых газов парогенератора и
горячего воздуха, начинающаяся
в нисходящем сушильном участке
вентилируемой шаровой барабан-
ной мельницы, завершающаяся в
самой мельнице. Для уменьшения
озоления топлива в процессе раз-
мола отбор дымовых газов паро-
генератора производится за элек-
трофильтрами. Размолотый уголь
с отработанным сушильным аген-
том, пройдя центробежный воз-
душно-проходной сепаратор, по-
ступает в пылевой циклон систе-
мы НИИОГАЗ, из которого оса-
жденная пыль направляется в пы-
левой бункер пылезавода, а из
последнего киньон-насосами на-
правляется в пылевой бункер па-
рогенератора.
Пыль к пыле-
вому бунке-
Рис. 14-22. Центральный пылезавод на АШ
и тощем угле для парогенератора
(.0 = 950 т/ч блоков 300 МВт.
1 — электрофильтр пылевой; 2 — циклон пылевой;
3 — пылевой бункер пылезавода; 4 — сепаратор
угольной пыли; 5 — киньон-насосы; 6 — бункер
сырого топлива; 7 — ленточный питатель сырого
топлива; 8 — шаровая барабанная мельница; 9 —
мельничный вентилятор.
316
Влажный отработанный сушильный агент отсасывается из циклона
мельничным вентилятором и нагнетается им в пылевой электрофильтра
а из последнего выбрасывается в атмосферу. Пыль из электрофильтра
поступает в пылевой бункер пылезавода. Такая двухступенчатая очист-
ка газов необходима для предотвращения загрязнения воздушного бас-
сейна и уменьшения потерь топлива в процессе пылеприготовления.
Так, например, при степени улавливания в циклоне т)циКл — 90°/о и в пь1;
левом электрофильтре г)эл.ф = 98% потеря пыли в пылеулавливающей/
установке пылезавода составит (1—Ццикп) (1—'Пэл.ф) = (1—0,90) X
X (1—0,98) =0,002, или 0,2%. Общий к. п. д. двухступенчатой пылеулав-
ливающей установки составит при этом 99,8%.
Таким образом, на электростанции с ЦПЗ с сушкой отходящими га-
зами имеются и золовые электрофильтры за парогенератором и пылевые-
в ЦПЗ. При централизованной сушке и размоле пылевидное топливо^
8
7900
Рис. 14-23. Паровая бара-
банная трубчатая сушилка.
1 — поступление влажного угля;
2 — трубки; 3 — винтовые встав-
ки: 4—барабан; 5 — элеватор-
ное кольцо; 6 — подвод пара;
7 — сбор конденсата; 8— отвод
конденсата; 9 — подшипники;
10 — фрикционный привод; 11 —
уплотнение; /2 — полый вал;
13 — задняя коробка; 14 — течка
сушонки.
31Т
получается стабильного, улучшенного качества, что способствует повы-
шению устойчивости и интенсификации процесса горения, ведет к упро-
щению конструкции парогенератора и компоновки котельной, а также
к повышению надежности работы и улучшению условий эксплуатации
парогенератора. Однако из-за большей сложности схемы и повышенных
затрат на строительство отдельного здания пылезавода целесообраз-
ность применения центрального пылеприготовления определяется при
проектировании станции технико-экономическим расчетом.
Устанавливаемая в схемах ЦПЗ паровая трубчатая сушилка
(рис. 14-23) представляет собой медленно вращающийся барабан диа-
метром 4 м и длиной 8 м, состоящий из цилиндрического корпуса, двух
трубных досок с завальцованными в них трубами диаметром 104 мм.
Барабан 4 устанавливается с небольшим наклоном к горизонту (~12—
14°) и приводится в движение с помощью зубчатой или фрикционной
передачи 10. Дробленый сырой уголь поступает с помощью элеваторного
кольца 5 и косо расположенных на верхней трубной доске щитов внутрь
труб 2, а греющий пар движется между трубами. В последние закла-
дываются направляющие спирали 3, наличие которые замедляет дви-
жение угля и увеличивает время сушки угля в трубах до 15—40 мин.
Барабан сушилки трубными досками скрепляется с концами полого
вала 12, концы которого опираются на опорные подшипники 9. Пар для
сушки поступает с верхнего конца полого вала, а конденсат с другого
конца с помощью криволинейной формы конденсатоотводных труб 7
отводится через заднюю цапфу по трубе 8. Водяные пары вместе с воз-
духом, поступающим с сырым углем в сушилку, через заднюю короб-
ку 13 отсасываются сушильным вентилятором, а «сушонка» по течке 14
направляется в мельницу.
Частота вращения барабана 6—8 об/мин. Мощность электродвига-
теля 25 кВт. При повышенной начальной влажности сырого угля про-
изводительность сушилок падает из-за замазывания труб, поэтому че-
рез 600—700 ч работы сушилки останавливают для чистки труб.
14-5. ВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ ПЫЛЕПРИГОТОВИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
При эксплуатации пылеприготовительных установок, особенно при
переходных режимах — при пуске и остановке мельничной системы, ког-
да резко меняется концентрация пыли в воздушной смеси, а также кон-
центрация кислорода (см. § 12-1), может образоваться взрывоопасная
смесь.
Под концентрацией пыли в пылевоздушной смеси ц понимают отношение массо-
вого количества пыли к массовому количеству транспортирующего ее воздуха, кг/кг.
Например, концентрация пыли на выходе из пылевого циклона и в трубопроводе
от циклона к мельничному вентилятору и в пылепроводах к горелкам на участке до
смесителя (см. схему пылеприготовления, рис. 14-3,а) определится по следующей фор-
муле, кг/кг:
" (1 — АЦ7)(1 — т]цикл)
^цикл- ^(1 +Кпрс) + ДГ • ( '
Значения входящих в формулу величин — см. выше.
Под концентрацией кислорода в пылевоздушной смеси понимают отношение объем-
ного количества кислорода к общему объему транспортирующего агента (газа или
воздуха), т. е. процентное по объему содержание кислорода в смеси:
О!=’_^ 100. (.4-56)
г Г
В формуле:
Vq2 — объем кислорода;
Уг — общий объем газов (воздуха) на 1 кг топлива, м3/кг, причем объем прини-
мается при 0°С и 760 мм рт. ст.
318
Для обеспечения взрывобезопасности на элементах пылеприготови-
тельной системы предусматривается защита от взрывов. Последняя
достигается двумя путями:
1) элементы пылеприготовительной установки — мельницу, сепара-
тор, циклон, мельничный вентилятор, пылепроводы — изготавливают по-
вышенной прочности, исходя из максимального достигаемого при взрыве
избыточного давления 0,35 МПа (3,5 кгс/см2);
2) устанавливают взрывные предохранительные клапаны, которые
должны ограничивать развивающееся при взрыве давление некоторой
наперед заданной величиной
Рмакс, зависящей от размеров пре-
дохранительных клапанов.
Первый способ защиты тре-
бует больших затрат металла на
мельничное оборудование из-за
повышенной толщины стенок. По-
этому наибольшее распростране-
ние получил второй способ. Ла-
бораторные и промышленные ис-
следования показали, что макси-
мальное давление, развивающее-
ся при взрыве пыли, резко пада-
Рис. 14-24. Зависимость рмакС = / (/взр.кл)'
максимального давления взрыва от величи-
ны относительного сечения взрывных кла-
панов.
На графике Рмакс в кгс/см2.
ет при наличии на элементах пы-
леприготовительной установки взрывных клапанов для истечения газов
при взрыве. 9
При расчете взрывных клапанов используется зависи-
мость давления лри взрыве рвзр от относительного сечения взрывных
клапанов /взр.кл (рис. 14-24), причем под /взР.кл, %, понимают отноше-
ние
f ________ Е^взр.кл inn
/взр.кл —“vt7 1W.
ZjVcHCT. п.п
(14-57}
В формуле:
^/’’взр.кл — суммарное выходное сечение взрывных клапанов, уста-
новленных на элементах пылеприготовительной установки, м2;
SVchct.п.п —суммарный объем мельницы и сепаратора, м3.
Для пылеприготовительных установок с шаровыми барабанными,
среднеходными и молотковыми мельницами с промбункером максималь-
ное избыточное давление при взрыве принимают ^^=1,5 кгс/см2 и
на это давление рассчитывают прочность элементов мельничной си-
стемы.
Указанному давлению соответствует величина /взР.кл, равная
примерно 2%, или 0,02 м2 на 1 м3 запыленного объема пылеприготови-
тельной установки.
Для установок с молотковыми мельницами с прямым вдуванием при
нимают максимальное расчетное давление при взрыве р™*с = 0,4 кгс/ см2
п на это давление рассчитывают элементы системы; необходимое значе-
ние /взР.кл получается при этом равным 4%.
Взрывные клапаны представляют собой устройства, раскрываю-
щиеся при повышении давления в пылесистеме в результате взрыва.
Правилами взрывобезопасности предусматривается открытие клапанов
лри достижении давления 6000—8000 Па (600—800 мм вод. ст.).
Взрывные клапаны выполняют обычно в виде вертикальных сталь-
ных труб диаметром до 1 м, закрытых сверху фланцем со стальным или
319'
алюминиевым листом толщиной не более 0,5 мм или асбестовым карто-
ном толщиной 3—5 мм. С внутренней стороны взрывные клапаны дол-
жны иметь поддерживающую решетку с размером ячейки 25—50 мм,
выдерживающую нагрузку не менее 100 кг. Иногда выполняют взрывной
клапан в виде плоского клапана на шарнире, с помощью груза-противо-
веса, прижимаемого к торцу трубы. При взрыве клапан открывается,
после падения давления груз обратно закрывает клапан. Правилами
взрывобезопасности на пылепроводах не допускаются горизонтальные
участки во избежание отложения пыли в пылепроводах, кроме устано-
вок на антраците и полуантраците, а угол наклона пылепровода к го-
ризонту должен быть не менее 45°, чтобы не допустить отложения пыли
в пылепроводе. Лишь на пылепроводах от короба первичного воздуха
к горелкам могут быть горизонтальные участки при условии, что ско-
рость в них при номинальной нагрузке не менее 25, а при снижении
нагрузки — не менее 18 м/с.
Для всех топлив, кроме антрацита и полуантрацита, предусматрива-
ется устройство подвода насыщенного пара в мельницы, а в системах
пылеприготовления с молотковыми' мельницами — также подвод воды
к месту подачи сушильного агента для тушения пожара при воспламе-
. нении топлива. При размоле бурых углей и фрезторфа вода или пар
должны быть подведены также в сепараторы. Сбивать тлеющий очаг
или тушить его струей воды или пеногонным аппаратом, могущим вы-
звать взвихривание пыли, воспрещается. Гасить его следует песком или
мелкой золой, тушение водой допускается только при очень мелком ее
разбрызгивании.
14-6. АВТОМАТИЗАЦИЯ РАБОТЫ СИСТЕМ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ
Задачей автоматизации систем пылеприготовления является под-
держание заданных параметров: оптимальной тонины помола, безопас-
ной температуры пылевоздушной смеси за мельницей и влажности пы-
ли, необходимого разрежения, предотвращающего выбивание пыли из
мельницы. Поддержание указанных параметров обеспечивает безопас-
ную работу пылесистемы при максимальной ее экономичности. Автома-
тизация работы мельничных устройств позволяет увеличить производи-
тельность мельниц и снизить удельный расход электроэнергии на раз-
мол на 10—12%.
Автоматизация системы приготовления с вентилируемыми
шаровыми барабанными мельницами
Наименьший удельный расход энергии на размол в шаровых барабан-
ных мельницах получается при максимально-возможной или предельной ее
производительности В^ред. Однако режим работы шаровых барабанных
мельниц при предельной производительности является неустойчивым,
так как при превышении ее происходит завал мельницы углем. Поэтому
настройка автоматики проводится для производительности, несколько
меньшей В^ред, определяемой опытным путем. Так как производитель-
ность шаровой барабанной мельницы зависит от степени загрузки мель-
ницы топливом или уровня угля в барабане, то основной задачей авто-
матизации является поддержание оптимальной загрузки мельницы топ-
ливом или оптимального уровня угля в мельнице. При выхола-
щивании, т. е. при значительном уменьшении топливного запаса в бара-
320
бане мельницы, а также при переполнении барабана углем ухудшаются
условия работы мельницы и производительность ее снижается. При
ручном управлении персонал, опасаясь завала мельницы углем, поддер-
живает обычно б?тл< 6?™, тем самым недоиспользуется размольная
производительность мельницы.
На рис. 14-25,а показана зависимость производительности шаровой
барабанной мельницы от уровня угля в барабане: для мельницы типо-
размера 287/470 оптимальный уровень угля равен 550 мм от оси бара-
бана (на расстоянии 100 мм от нижней образующей горловины при
£>гоРл = 900 мм).
Рис. 14-25. Жрактеристики изменения производительности ШБМ и тонкости помола.
а — зависимость производительности ШБМ от уровня угля в барабане; б — зависимость производи-
тельности ШБМ от параметра загрузки Ям/Ядр, топливо — богословский уголь; 1 — мельница
287/510; 2 — мельница 287/470; в — зависимость тоиины помола от параметра загрузки Ям/Ядр при
постоянном расходе сушильного агента; 1—-Roo; 2 — -Rsoo.
Величина топливной загрузки мельницы не поддается непосред-
ственному измерению и может быть определена лишь косвенно одним из
грех методов: 1) по перепаду давления в мельнице Ям, 2) по уровню
пыли в барабане, 3) по шуму шаров. Следует отметить, что третий метод
широкого распространения не получил вследствие трудности наладки
систем с авторегулятором загрузки мельницы топливом по шуму шаров.
Определение топливной загрузки по Ям является наиболее простым и
надежным способом и широко используется персоналом электростанций
при ручном управлении пылесистемами. Так как //м зависит не только
от Стоил, но и от скорости сушильного агента в барабане, то либо тре-
буется дополнительный регулятор постоянства расхода сушильного аген-
та, либо в качестве регулировочного параметра принимается не сопро-
тивление мельницы (т. е. перепад давления до и после мельницы),
а отношение п = 77м/Ядр перепадов давлений на мельнице и на измери-
тельном дроссельном органе, установленном в обеспыленном потоке,
причем Ядр должно быть не менее 0,39—0,49 кПа (40—50 мм вод. ст.).
Отклонения воздушного режима при такой схеме не нарушают процес-
са регулирования загрузки, который в этом случае осуществляется
одним регулятором.
Характер зависимости производительности шаровой барабанной
мельницы от параметра п (рис. 14-25,6) аналогичен характеру зависи-
21—541 321
мости производительности мельницы от ее загрузки топливом и, таким
образом, параметр п имеет однозначную связь с топливной загрузкой
МеЛЬНИЦЫ б?топл>
Тонина помола зависит при 6шар = const и неизменном положении
створок сепаратора от расхода сушильного агента и величины загрузки
мельницы ТОПЛИВОМ GTOn.n- На рис. 14-25,6 показано влияние Стоил на
тонину помола в виде зависимости 7?эо и Т?2оо от принятого показателя
загрузки п.
При использовании второго распространенного метода измерения
величины СТоПл уровень топлива в барабане ШБМ определяется по од-
Рис. 14-26. Схема автоматизации пылеприготовительной установки
с ШБМ с одним двухимпульсным регулятором загрузки мельницы
для АШ и ПА.
ному из следующих двух импульсов: либо по указанному выше соот-
ношению перепадов давления на мельнице Ям и на измерительной
диафрагме за циклоном, определяющей расход вентилирующего агента
через систему Ядр (рис. 14-26), либо по перепаду давления на двух вве-
денных в барабан мельницы на разных уровнях пневмометрических
трубках с расположенными на цх наружных концах дроссельными ди-
афрагмами, через которые в мельницу засасывается наружный воздух.
На рис. 14-26 представлена схема автоматического регулирования
шаровой барабанной мельницы по перепаду давлений на мельнице с од-
ним двухимпульсным регулятором при сушке и вентиляции мельницы
горячим воздухом и транспортировке пыли отработавшим сушильным
агентом. Двухимпульсный регулятор загрузки мельницы (РЗМ) 9 по-
лучает импульсы от двух датчиков 10, из которых один 10а измеряет
сопротивление мельницы, а другой 106 — перепад давления на измери-
тельной диаграгме за циклоном. Регулятор воздействует на сервомо-
тор И, регулирующий положение шибера 5 и соответственно произво-
дительность питателя сырого угля 4. При неизменном сопротивлении
пылеприготовительной установки производительность мельничного вен-
тилятора также сохраняется постоянной и поэтому регулятор РЗМ,
322
поддерживая заданное соотношение между Ям и Яяр, будет поддержи-
вать постоянной и угольную загрузку мельницы. Для повышения на-
дежности работы схемы целесообразно подсоединение концов импульс-
ных трубок производить не к патрубкам мельницы, а непосредственно
в начальное и конечное сечение полости барабана, т. е. измерять сопро-
тивление собственно барабана мельницы без углеподающего и пыле-
выдающего патрубков.
На рис. 14-27 представлена схема автоматического регулирования
шаровой барабанной мельницы по уровню угля в барабане, измеряемо-
му с помощью импульсных трубок
1 и 2. Сечение отверстий на дрос-
сельных диафрагмах 3 подбирается
так, чтобы при нулевой топливной
загрузке, т. е. при выхолощенном
барабане, гидравлическое сопротив-
ление обеих трубок было одинако-
вым, а перепад между ними соответ-
ственно равен нулю. По мере роста
топливной загрузки барабана повы-
шается уровень шаро-топливной
смеси в барабане, при этом согну-
тый конец нижней трубки 1 ока-
зывается все более погруженным
в угольную смесь и гидравлическое
сопротивление, преодолеваемое воз-
душным потоком в нижней трубке,
повышается. При этом растет и
Рис. 14-27. Схема автоматизации загруз-
ки ШБМ по уровню угля в барабане.
1,2— измерительные (импульсные) трубки;
3 — дроссельные диафрагмы (с отверстиями
малого диаметра); 4 — чувствительный орган
регулятора загрузки мельницы; 5—контроль-
ный тягомер, измеряющий перепад давления
в импульсных трубках; 6 — питатель сырого
угля (ПСУ); 7 — сервомотор.
разность давлений между верхней и
нижней трубками, передаваемая
в качестве импульса на чувствительный орган регулятора РЗМ. Уста-
новленный на щите тягомер 5, подключенный к импульсным трубкам,
служит для контроля загрузки мельницы углем. Регулятор РЗМ, воз-
действуя через сервомотор на питатель сырого угля 6, изменяет подачу
топлива при изменении перепада между трубками, увеличивая поступ-
21*
Рис. 14-28. Схема автомати-
ческого регулирования си-
стемы пылеприготовления
с ШБМ. при размоле влаж-
ного взрывоопасного топ-
лива.
/ — ШБМ; 2 —МВ: 3 — БСУ;
4—ПСУ; 5 — регулирующий
шибер ПСУ; 6 — сепаратор;
7 — циклон; 8 — бункер пыли;
9 — РЗМ (регулятор загрузки
мельницы); 10а — датчик РЗМ
по импульсу перепада давления
(сопротивления) мельницы;
106 — датчик РЗМ по импульсу
расхода отработанного сушиль-
ного агента через измеритель-
ную диафрагму 16-, 11 — РТМ
(регулятор температуры за
мельницей); 12 — термопара
РТМ; 13 — сервомоторы регу-
ляторов: 13а — сервомотор ПСУ;
135 — сервомотор клапана на
линии горячего воздуха; 13в —
сервомотор клапана на линии
общего воздуха перед мельни-
цей; 14 — датчик регулятора
разрежения перед мельницей;
15 — РРМ (регулятор разреже-
ния перед мельницей).
323
ление угля при понижении и, наоборот, уменьшая подачу топлива при
повышении перепада.
Для предотвращения выбивания пыли из барабана применяется ре-
гулятор разрежения (см. рис. 14-26). Датчик 14, замеряющий разреже-
ние перед мельницей в трубопроводе сушильного агента, передает им-
пульс регулятору разрежения перед мельницей 13, последний воздейст-
вует на сервомотор регулятора 15, который в зависимости от получен-
ного сигнала открывает или прикрывает клапан а на коробе сушильно-
го агента.
Рис. 14-29. Схема автоматиза-
ции лылеприготовительной
установки с ШБМ при размоле
сухого взрывоопасного топ-
лива.
7 - ШБМ; 2 — МВ; 3 — БСУ; 4-
ПСУ; 5 — регулирующий шибер
ПСУ; 6 — сепаратор; 7 — циклон;
8 — бункер пыли; J-P3M (регу-
лятор загрузки мельницы); 10а —
датчик РЗМ по импульсу «сопро-
тивление мельницы»; Юб — датчик
РЗМ по импульсу «расход сушиль-
ного агента»; 11 — PTM (регуля-
тор температуры за мельницей);
12—термопара (ТП) регулятора
РТМ; 13 — PPM (регулятор разре-
жения перед мельницей): 14—дат-
чик РРМ (тягомер); 15 — сервомо-
торы регуляторов; 15а — сервомо-
тор (исполнительный механизм
ИМ) ПСУ; 156 — сервомотор РТМ.
воздействующий на клапаи в па
воздухе из I ступени ВП; 15в —
сервомотор РРМ, воздействующий
на клапан а' на линии горячего
воздуха из ВП.
Для поддержания заданной влажности пыли применяется регуля-
тор температуры за мельницей. Повышение №пл существенно снижает
производительность мельницы, приводит к забиванию течек, замазы-
ванию пылепитателей. Пересушка пыли недопустима, так как это по-
вышает опасность возникновения взрыва в пылесистеме. Отсутствие
простого и надежного способа непрерывного измерения И7ПЛ вынуждает
вести регулирование сушильного процесса по косвенному показателю —
температуре аэропыли за мельницей. Поддерживая постоянной тем-
пературу за мельницей /"м, можно сохранить влажность пыли в узких
пределах.
В качестве измерителя f'M используют термопару, либо термо-
метры сопротивления, либо парожидкостный манометрический термо-
метр.
На рис. 14-28 представлена схема автоматического регулирования
системы пылеприготовления при сжигании влажного взрывоопасного
топлива, сушильный агент —смесь топочнырс газов и горячего воздуха,
а на рис. 14-29 — схема автоматизации пылеприготовительной установ-
ки при сжигании сухого взрывоопасного топлива, сушильный агент —
горячий воздух.
Регулятор температуры за мельницей состоит из термопары 12,
передающей импульс замеренной температуры f'M регулятору темпера-
туры за мельницей 11, который в соответствии с полученным сигналом
включает сервомотор 136 клапана на линии горячего воздуха на от-
324
крытие или закрытие клапана б (рис. 14-28) либо сервомотор 156, воз-
действующий на клапан в на линии подачи частично подогретого воз-
духа (рис. 14-29).
Автоматизация системы пылеприготовления с молотковыми
мельницами
Автоматика системы пылеприготовления с молотковыми мельни-
цами с прямым вдуванием пыли в топку включается в общую автома-
тику процесса горения парогенератора, так как количество выдаваемой
БОУ
-К -
РПВ
Рис. 14-30. Схема
автоматического ре-
гулирования систе-
мы пылеприготовле-
ния с ММ (схема ре-
гулирования процесса
горения парогенера-
тора с шахтно-мель-
ничной топкой по со-
отношению «топли-
во — воздух» с авто-
матической корректи-
ровкой общего возду-
ха по расходу пара).
ИМО
ОС
--------Пар к
А м турбинам
К другим паро-
генераторам
I
п
мельницами пыли должно точно следовать за изменением нагрузки
парогенератора. Поэтому регулятор загрузки мельницы топливом вхо-
дит в систему авторегулирования процесса горения в качестве регуля-
тора количества топлива, подаваемого в топку.
На рис. 14-30 представлена разработанная ОРГРЭС схема регу-
лирования системы пылеприготовления с молотковыми мельницами.
Регулирование загрузки мельницы топливом ведется по соотношению
«топливо — воздух» с автоматической корректировкой общего расхода
воздуха по расходу пара.
Регулятор подачи топлива в топку РТ, он же регулятор загрузки топливом мель-
ничных систем, получает два импульса: первый — основной — от манометра на бараба-
не или коллекторе перегревателя своего парогенератора и второй импульс — от общего
для нескольких парогенераторов корректирующего регулятора давления в паровой
магистрали к турбинам, от ЭКП (электронный корректирующий прибор). Регулятор РТ
передает сигнал через исполнительный механизм ИМ на плоский контроллер ПК для
группового регулирования числа оборотов питателей сырого угля, установленных на
молотковых мельницах парогенератора. От ПК передаются два сигнала, первый —
к регуляторам РПВ первичного воздуха, подаваемого к мельницам *, и второй —
к регулятору общего расхода воздуха РОВ, подаваемого дутьевым вентилятором
в воздухоподогреватель парогенератора.
При повышении расхода пара из парогенератора понижение давления в барабане
или в камере перегревателя передается в виде основного импульса на РТ, который
воздействует на ПК и электродвигатели питателей сырого топлива, увеличивая подачу
угля к мельницам. Одновременно полученные сигналы от РТ передаются из ПК на
РПВ и РОВ, увеличивая соответственно расход первичного воздуха на мельницы и
* Каждая молотковая мельница снабжается самостоятельным регулятором пер-
вичного воздуха (РПВ).
325
общий расход воздуха на парогенератор. В связи с тем, что от момента увеличения
подачи сырого топлива ПСУ до момента увеличения поступления пыли в топку про-
ходит значительный промежуток времени, имеет место запаздывание, которое опре-
деляется объемом сепаратора и запасом пыли в нем, что отрицательно скажется на
автоматизации процесса горения.
Для устранения вредного влияния инерционности регулятора топлива, управляю-
щего подачей сырого топлива в мельницу, и служит РПВ, который, получив сигнал от
ПК, изменяет подачу первичного воздуха в ту или другую сторону, сразу изменяя
в соответствии с полученным сигналом и вынос пыли из сепаратора в топку. Одновре-
менно с изменением подачи первичного воздуха регулятором РОВ изменяется также
и общий расход подаваемого воздуха в воздухоподогреватель парогенератора, что
обеспечивает поддержание заданного соотношения в расходе топлива и воздуха и опти-
мального, экономичного процесса горения. Наряду с основным сигналом от ПК регуля-
тор первичного воздуха получает также импульсы от дифференциального тягомера,
измеряющего расход первичного воздуха, а РОВ получает еще импульсы, во-первых, от
автоматического корректора общего воздуха по соотношению «пар — воздух» АКПВ
и, во-вторых, от дифференциального тягомера ДТ, измеряющего сопротивление возду-
хоподогревателя. В свою очередь АКПВ получает импульсы от паромера П, измеряю-
щего расход пара из парогенертора, и от ДТ (сопротивление ВП). Опыт наладки и
эксплуатации указанной схемы регулирования подтвердил высокие ее качества.
Помимо указанных на схеме регуляторов, на каждой молотковой
мельнице устанавливается регулятор температуры отработавшего су-
шильного агента t2, воздействующий на механически сочлененные кла-
паны подвода горячего и присадки холодного воздуха к мельнице с со-
хранением при этом заданного расхода первичного воздуха на мель-
ницу.
Автоматическое регулирование невентилируемых шаровых
барабанных мельниц
Автоматическое регулирование шаровых невентилируемых мельниц
имеет свои особенности по сравнению с регулированием вентилируемых
мельниц. Невентилируемые мельницы работают обычно на сушонке
с постоянной влажностью, что снимает необходимость автоматического
регулирования влажности пыли. Тонкость помола пыли, выдаваемой
невентилируемыми мельницами, зависит от загрузки мельницы топли-
вом так же, как и ее производительность. Увеличение или уменьшение
загрузки мельницы топливом приводит к соответствующему изменению
производительности мельничной системы и тонкости помола. Поэтому
автоматизация невентилируемых шаровых барабанных мельниц сво-
дится к регулированию загрузки мельницы топливом. Одним из наибо-
лее объективных методов контроля загрузки мельницы углем является
замер уровня топлива в барабане, проводимый с помощью импульсной
трубки, помещенной в горловине мельницы (рис. 14-31,а).
Расход воздуха через неподвижную импульсную трубку 1 меняется
в зависимости от высоты угольного слоя, который оказывает сопротив-
ление выходящему из трубки воздушному потоку. Подключенный к им-
пульсной трубке тягомер 2 показывает давление в трубке, изменяю-
щееся с изменением высоты слоя угля: чем больше количество топлива
в мельнице, тем больше сопротивление выходу воздуха, тем выше дав-
ление в трубке h, показываемое тягомером.
На рис. 14-31,6 показана зависимость производительности невен-
тилируемой шаровой барабанной мельницы от загрузки мельницы
углем, причем последняя характеризуется уровнем угля в барабане,
измеряемым по давлению воздуха h перед импульсной трубкой. Как
видно из рис. 14-31,6, характер зависимости B = f(h) соответствует
обычно наблюдаемой зависимости B — f(Стоил) (см. для сравнения
рис. 14-25,6). Максимальная производительность мельницы соответст-
326
вует оптимальной загрузке мельницы углем, в свою очередь отвечаю-
щей давлению йОпт воздуха перед импульсной трубкой.
На рис. 14-31,в представлена срсема автоматического регулирова-
ния загрузки топливом невентилируемой шаровой барабанной мельни-
цы. Особенностью этой схемы регулирования является то, что измене-
ние подачи угля в барабан 11 осуществляется воздействием не на пи-
татель подаваемого в мельничную
систему топлива 8, а на шибер 5 на
специально устанавливаемой «сброс-
ной трубе» 6 (рис. 14-31,в). Сброс-
Рис. 14-31. Схема регулирования работы невентилируемой шаровой барабанной мель-
ницы.
а — принципиальная схема измерения уровня угля в НШБМ: 1 — импульсная трубка; 2— тягомер;
б—зависимость производительности НШБМ от загрузки мельницы топливом; в — схема автоматиче-
ского регулирования загрузки топливом НШБМ: 1— первичный прибор; 2—двигатель мельницы;
3 — электронный регулирующий прибор; 4 — сервомотор; 5 — регулирующий орган — шибер сбросной
трубы; 6 — труба сброса; 7—бункер сушонки; 8 — питатель топлива; 9— элеватор; 10— труба по-
дачи топлива в элеватор; // — мельница НШБМ; 12—сепаратор пыли; /3 — труба подачи топлива
из элеватора в мельницу.
ная труба соединяет трубу 13 подачи топлива из элеватора 9 в мель-
ницу 11 с бункером 7 сухого угля. Первичный прибор 1—-мембранный
тягомер (ДТ), измеряющий давление воздуха в импульсной трубке,
передает сигнал электронному регулятору 3, который воздействует че-
рез сервомотор 4 на шибер 5 на сбросной трубе. Условием нормальной
работы регулятора является наличие в «сбросной трубе» небольшого
угольного потока за счет избыточной подачи угля в мельничную систе-
му. Сбрасываемый поток составляет небольшую долю (0,5—3%) обще-
го потока угля, циркулирующего в системе, а степень открытия регу-
лирующего органа — шибера 5 на сбросной трубе находится обычно
в пределах 5—25%. Наличие сбросной трубы исключает возможность
завала входных горловин мельницы в моменты интенсивной ее загрузки
(в переходных режимах) при регулировании загрузки воздействием на
нож питателя сухого угля из бункера. Продуваемый через импульсную
трубку воздух отбирается из воздушного потока, создаваемого венти-
лятором двигателя мельницы 2, причем давление воздуха в месте отбо-
ра поддерживается постоянным — около 900 Па (90 мм вод. ст.). При
этом с повышением уровня угля в барабане растет сопротивление вы-
ходу, падает расход воздуха через трубку и поэтому давление воздуха
в точке присоединения тягомера на импульсной трубке возрастает.
Контроль загрузки мельницы осуществляется в одной половине мель-
ницы, что упрощает схему и не ухудшает результатов, так как вслед-
ствие симметричности установки уголь в обеих половинах мельницы
поддерживается практически на одинаковом уровне.
327
V. СЖИГАНИЕ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ
ГЛАВА ПЯТНАДЦАТАЯ
ФИЗИЧЕСКИЕ И ХИМИЧЕСКИЕ ЯВЛЕНИЯ
В ПРОЦЕССЕ ГОРЕНИЯ ЧАСТИЦ
ТВЕРДОГО ТОПЛИВА
15-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ ЧАСТИЦ
ТВЕРДОГО ТОПЛИВА
Горение твердого топлива имеет ряд стадий: подогрев, подсушка
топлива, возгонка летучих и образование кокса, горение летучих и кок-
са. Из всех этих стадий определяющей является стадия горения коксо-
вого остатка, т. е. стадия горения углерода, интенсивность которой и
определяет интенсивность топливосжигания и газификации в целом.
Определяющая роль горения углерода объясняется следующим.
Во-первых, твердый углерод, содержащийся в топливе, является
главной горючей составляющей почти всех натуральных твердых топ-
лив. Так, например, теплота сгорания коксового остатка антрацита со-
ставляет 95% теплоты сгорания горючей массы. С увеличением выхода
летучих доля теплоты сгорания коксового остатка падает и в случае
торфа составляет 40,5% теплоты сгорания горючей массы.
Во-вторых, стадия горения коксового остатка оказывается наиболее
длительной из всех стадий и может занимать до 90% всего времени,
необходимого для горения.
И, в третьих, процесс горения кокса имеет решающее значение
в создании тепловых условий протекания других стадий. Следовательно,
основой правильного построения технологического метода сжигания
твердых топлив является создание оптимальных условий для процесса
горения углерода.
В некоторых случаях определяющими процесс горения могут ока-
заться второстепенные подготовительные стадии. Так, например, при
сжигании высоковлажного топлива определяющей может быть стадия
подсушки. В этом случае рациональным является усиление предвари-
тельной подготовки топлива к сжиганию, например, использованием
технологического способа сжигания с подсушкой топлива газами, отби-
раемыми из топки.
В мощных парогенераторах расходуются большие количества топ-
лива и воздуха. Например, для парогенератора 300 МВт расход топли-
ва— антрацитового штыба составляет 32 кг/с, а воздуха 246 м3/с,
а в парогенераторе блока 800 МВт ежесекундно расходуется 128 кг
березовского угля и 555 м3 воздуха. В ряде случаев в пылеугольных
парогенераторах как резервное используется жидкое или газовое топ-
ливо.
Процесс горения пылевидных топлив совершается в объеме топоч-
ной камеры в потоках больших масс топлива и воздуха, к которым под-
мешиваются продукты сгорания.
Основой горения пылевидных топлив является химическое реаги-
рование горючих составляющих топлива с кислородом воздуха. Однако
химические реакции горения в топочной камере, как уже отмечалось,
328
протекают в мощных пылегазовоздушных потоках за чрезвычайно ко-
роткое время (1—2 с) пребывания топлива и окислителя в топочной ка-
мере. Эти реакции совершаются в условиях сильного взаимного влия-
ния с одновременно протекающими физическими процессами. Такими
процессами являются:
процесс движения подаваемых в топочную камеру составляющих
горючую смесь газовых и твердых диспергированных веществ в системе
струй, переходящих в поток и распространяющихся в ограниченном
пространстве топочной камеры с развитием вихревых течений, в сово-
купности составляющих сложную структуру аэродинамики топки;
турбулентная и молекулярная диффузия и конвективный перенос
исходных веществ и продуктов реакции в газовом потоке, а также .пере-
нос газовых реагентов к диспергированным частицам:
теплообмен в газовых потоках продуктов сгорания и исходной сме-
си и между газовыми потоками и содержащимися в цих частицами
топлива, а также передача тепла, выделяющегося при химическом пре-
вращении в реагирующей среде;
радиационный теплообмен частиц с газовой средой и пылегазовоз-
душной смеси с экранными поверхностями в топочной камере;
нагрев частиц, возгонка летучих, перенос и горение их в газовом
объеме и др.
Таким образом, горение угольной пыли является сложным физико-
химическим процессом, состоящим из химических реакций и физиче-
ских процессов, протекающих в условиях взаимной связи и взаимного
влияния.
Наиболее глубокие исследования основной стадии горения твердо-
го топлива, т. е. углерода, проведены в СССР, среди них важное место
занимают работы А. С. Предводителева, Л. Н. Хитрина, 3. Ф. Чухано-
ва, Г. Ф. Кнорре, В. В. Померанцева, Л. А. Вулиса и др., а за рубе-
жом— работы X. Хоттеля и др.
15-2. ТЕОРИЯ ГЕТЕРОГЕННОГО ГОРЕНИЯ
При горении твердого топлива самой химической реакции предше-
ствует процесс подвода окислителя к реагирующей поверхности. Сле-
довательно, процесс горения твердого топлива является сложным гете-
рогенным физико-химическим процессом, состоящим из двух стадий:
подвода кислорода к поверхности топлива турбулентной и молекуляр-
ной диффузией и химической реакции на ней.
Рассмотрим общую теорию гетерогенного горения на примере го-
рения сферической частицы углерода, принимая следующие условия.
Концентрация кислорода по всей поверхности частицы одинакова; ско-
рость реагирования кислорода с углеродом пропорциональна концен-
трации кислорода у поверхности, т. е. имеет место реакция первого по-
рядка, что для гетерогенных процессов наиболее вероятно; реакция
протекает на поверхности частицы с образованием конечных продуктов
сгорания, а вторичные реакции в объеме, а также и на поверхности ча-
стицы отсутствуют.
В такой упрощенной обстановке скорость горения углерода можно
представить зависящей от скорости двух основных его стадий, а имен-
но от скорости подвода кислорода к межфазной поверхности и от ско-
рости самой химической реакции, протекающей на поверхности части-
цы. В результате взаимодействия этих процессов наступает дина-
329
мически. равновесное состояние между количеством доставляемого
диффузией и расходуемого на химическое реагирование кислорода при
определенной величине его концентрации на поверхности углерода.
Скорость химической реакции К®1 г кислорода/(см2-с), определяемая
как количество кислорода, потребляемого единицей реакционной по-
верхности за единицу времени, может быть выражена в следующем
виде:
K°s' = kCs. (15-1)
В уравнении:
k — константа скорости химической реакции;
Cs — концентрация кислорода у поверхности частицы.
С. другой стороны, скорость горения равна удельному потоку ки-
слорода к реагирующей поверхности, доставляемого диффузией:
7С°1 = ад(С. -Cs). (15-2)
В уравнении:
«д-—коэффициент диффузионного обмена;
Со — концентрация кислорода в потоке, в котором сгорает частица
углерода.
Подставив значение Cs, найденное из уравнения (15-1), в уравне-
ние (15-2), получим следующее выражение для скорости гетерогенного
горения через количество кислорода, потребляемого единицей поверхно-
сти частицы за единицу времени:
' С‘ । (15-3)
k ССд
Обозначая через
/Скаж — —।-----j , (15-4)
: , k "1” “я
можно выражение (15-3) представить в виде
По своей структуре выражение (15-5) подобно кинетическому урав-
нению (15-1) реакции первого порядка. В ней константа скорости реак-
ции'k-заменена коэффициентом Ккаж, который зависит как от реакцион-
ных- свойств горючего, так и от закономерностей переноса и поэтому
назван кажущейся константой скорости горения твердого углерода.
Скорость химических реакций горения зависит от природы топлива
и физических условий: концентрации реагирующего газа на поверхнос-
ти, температуры и давления. Температурная зависимость скорости хими-
ческой'реакции является наиболее сильной. В области низких темпера-
тур скорость химической реакции мала и по потреблению кислорода во
много: раз меньше скорости, с которой кислород может быть доставлен
диффузией. Процесс горения ограничивается скоростью самой химиче-
ской реакции и не зависит от условий подвода кислорода, т. е. скорости
воздушного потока, размера частиц и т. д. Поэтому эта область проте-
кания гетерогенного горения называется кинетической.
330
В кинетической области горения ад^>^, поэтому в формуле (15-3)
величиной 1/ад можно пренебречь по сравнению с 1/k и тогда получим:
K°s* = kC0. (15-6)
Равновесие между количеством доставляемого диффузией и расхо-
дуемого на реакцию кислорода устанавливается при малом градиенте
его концентрации, благодаря чему величина концентрации кислорода на
реакционнной поверхности мало отличается от его значения в потоке.
При высоких температурах кинетическое горение может наступать при
больших скоростях воздушного потока и малых размерах частиц топли-
ва, т. е. при таком улучшении условий подвода
следний может быть доставлен в значитель-
но большем количестве по сравнению с по-
требностью химической реакции.
Различные области протекания гетеро-
генного горения графически изображены на
рис. 15-1. Кинетическая область I характе-
ризуется кривой 1, которая показывает, что
с ростом температуры скорость горения рез-
ко возрастает согласно закону Аррениуса.
При некоторой температуре скорость
химической реакции становится соизмери-
мой со скоростью доставки кислорода к ре-
акционной поверхности и тогда скорость го-
рения становится зависящей не только
от скорости химической реакции, но и
от скорости доставки кислорода. В этой
области, называемой промежуточной (рис.
вая 1—2), скорости протекания этих двух стадий соизмеримы, ни одной
из них нельзя пренебречь и поэтому скорость процесса горения опреде-
ляется формулой (15-3). С увеличением температуры скорость горения
увеличивается, но в меньшей степени, чем в кинетической области, при-
чем рост ее постепенно замедляется и, наконец, достигает своего макси-
мума при переходе в диффузную область (рис. 15-1, область III, кривая
2—3), оставаясь далее не зависящей от температуры. При более высо-
ких температурах в этой области скорость химической реакции настоль-
ко возрастает, что доставляемый диффузией кислород мгновенно вступа-
ет в химическую реакцию, в результате чего концентрация кислорода
на поверхности становится практически равной нулю. В формуле (15-3)
можно пренебречь значением 1/k по сравнению с 1/ад, тогда получим,
что скорость горения определяется скоростью диффузии кислорода к ре-
акционной поверхности, т. е.
Л°- = «дС0,
кислооода,
когда по-
И4
Рис. 15-1. Области протекания
гетерогенной реакции.
1, 1' — кинетическая; 2, 2' — про-
межуточная; 3, 3' — диффузионная.
15-1, область II, кри-
(15-7)
и поэтому эта область горения называется диффузионной. В диффузи-
онной области скорость горения практически не зависит от свойств топ-
лива и температуры. Влияние температуры сказывается лишь на измене-
нии физических констант. В этой области на скорость горения сильно
влияют условия доставки кислорода, а именно гидродинамические фак-
торы: относительная скорость газового потока и, размер частиц топлива.
С увеличением скорости газового потока и уменьшением размера час-
тиц, т. е. с ускорением доставки кислорода, скорость диффузионного
горения увеличивается.
331
В процессе горения устанавливается динамическое равновесие меж-
ду химическим процессом потребления кислорода и диффузионным про-
цессом его доставки при определенной величине концентрации кислорода
у реакционной поверхности. Концентрация кислорода у поверхности
частицы зависит от соотношения скоростей этих двух процессов, при
преобладании скорости диффузии она будет приближаться к концентра-
ции в потоке, повышение же скорости химической реакции вызывает ее
понижение.
Процесс горения, протекающий в диффузионной области, может
перейти в промежуточную (кривая 1'—2') или даже в кинетическую
область при усилении диффузии, например, при повышении скорости W
потока или уменьшении размера частицы.
Таким образом, при увеличении скорости газового потока и при пе-
реходе к мелким частицам процесс сдвигается в сторону кинетического
горения. Рост температуры сдвигает процесс в сторону диффузионного
горения (рис. 15-1, кривая 2'—3').
Протекание гетерогенного горения в той или иной области для ка-
кого-либо частного случая зависит от данных конкретных условий. Ос-
новной задачей исследования процесса гетерогенного горения является
установление областей протекания горения и выявление количественных
закономерностей для каждой области.
? 15-3. ПРОЦЕСС ХИМИЧЕСКОГО РЕАГИРОВАНИЯ УГЛЕРОДА
В процессе горения углерода вторичные реакции догорания СО в га-
зовом объеме и восстановления СОг на поверхности углерода, перепле-
тающиеся с первичными реакциями, не позволяют выяснить истинный
химический механизм горения углерода. Кроме того, гетерогенный про-
цесс горения углерода, связанный с наложением диффузионных явлений
на химическое реагирование, вместе с внутренним реагированием еще
более искажает основной химический процесс и затрудняет изучение
вопроса о том, какие продукты получаются при первичном химическом
реагировании и какие продукты являются результатом вторичных хими-
ческих реакций.
Для устранения диффузионного торможения экспериментальные
исследования процесса химического реагирования проводились при низ-
ких давлениях и температурах и с применением ингибиторов (веществ,
уменьшающих скорость реакции). Соответствующей обработкой внеш-
ней поверхности углерода внутреннее реагирование сводилось к мини-
муму. Высокими скоростями потока обеспечивался вынос продуктов
первичного реагирования при отсутствии вторичных реакций.
Л. Мейером было проведено исследование реагирования нити из чистого углеро-
да накаливаемой электрическим током с кислородом при малых давлениях — порядка
1,3—о,13 Па. Предварительно нить подвергалась следующей обработке: путем терми-
ческого разложения метана на накаленной нити осаждался чистый углерод с после-
дующей графитизацией в условиях высоких температур — порядка 2500—3000°С. Полу-
чались очень гладкие поверхности нити, обладающие мелкокристаллической структурой.
В опытах поток кислорода со скоростью 4 м/с направлялся перпендикулярно
к нити для исключения вторичных реакций. При малых давлениях длина свободного
пробега молекул сравнима с размерами реакционного сосуда, что приводит к сущест-
венному уменьшению числа взаимных соударений газовых молекул в объеме, а следо-
вательно, и к уменьшению возврата молекул на нить. Это устраняет диффузионные
явления и вторичное реагирование.
В условиях практического устранения диффузионных явлений, вторичных реакций
и внутреннего реагирования Мейером было получено, что до 1200°С наблюдается один
тип реакции, характеризующийся первым порядком по кислороду и эквивалентным
332
выходом продуктов реакции независимо от давления и температуры. Это позволило
суммарный химический процесс записать следующим уравнением:
4C+3O2==2CO-f-2CO2. (15-8)
Энергия активации составила 84 000—126 000 кДж/моль.
При температурах выше 1500°С наблюдается второй тип реакции, скорость кото-
рой не зависит от давления кислорода и которая характеризуется отношением
СО2/СО = 0,5. Поэтому уравнение реакции в этом случае записывается в виде
ЗС+2О2=СО2+2СО. (15-9)
Скорость этой реакции во много раз меньше, чем первой реакции, а энергия
активации составляет 293 000—377 000 кДж/моль. Между этими двумя устойчивыми по
характеристикам температурными областями существует промежуточная область, в ко-
торой состав продуктов реакции и закономерность их выхода неустойчивы. Сильное
расхождение наблюдалось в случаях, когда исследуемая угольная нить обладала тре-
щинами или имела шероховатую или пористую поверхность.
Механизм реагирования углерода с кислородом представляется сле-
дующим образом. Из газового объема кислород адсорбируется на по-
верхности углерода. На ней атомы кислорода вступают в химическое
соединение с углеродом, образуя сложные углеродно-кислородное
комплексы СХОУ. Последние распадаются с образованием СО2 и СО.
Скорость распада сильно увеличивается с ростом температуры, практи-
чески соответствуя закону Аррениуса.
Исследованиями было установлено, что первичными продуктами
окисления углерода являются СО2 и СО; отношение первичных продук-
тов СО/СО2 сильно возрастает с увеличением температуры.
Имеющиеся сведения по кинетике химического реагирования угле-
рода еще недостаточны для составления расчетных зависимостей для
скорости горения углерода.
Известно, что углерод при определенных температурных условиях
химически реагирует с кислородом и углекислотой. Как было показано,
в результате реагирования углерода с кислородом одновременно образу-
ются оба окисла углерода — окись углерода и углекислота, а в резуль-
тате реагирования с углекислотой — окись углерода. Совместное нахож-
дение окиси углерода и кислорода, способных реагировать друг с дру-
гом, дает третью реакцию — горение окиси углерода.
Поэтому горение углерода можно формально характеризовать тре-
мя химическими процессами [Л. 43]:
реагирование углерода с кислородом, связанное с одновременным
образованием окиси углерода и углекислоты, которое может быть запи-
сано двумя итоговыми уравнениями реакции:
С + О2=СО2+409,1 МДж/моль
и
(15-10)
2С + О2=2СО + 2-123,3 МДж/2 моля
взаимодействие углекислоты с углеродом:
С + СО2 = 2СО—162,5 МДж/моль, (15-11)
соединение кислорода с окисью углерода:
2СО + О2=2СО2+2-285,8 МДж/2 моля. (15-12)
Первые два процесса являются гетерогенными. Для них особое зна-
чение имеет диффузионный перенос газовых реагентов к реагирующей
углеродной поверхности. Третий же процесс является гомогенным. Хи-
333
мический процесс соединения углерода с кислородом является основным
при горении углерода, и поэтому его называют первичным реагировани-
ем, а процессы горения окиси углерода и восстановление углекислоты —
вторичными реакциями.
Поскольку скорость химического реагирования углерода определяет-
ся интенсивностью расходования им кислорода и интенсивностью обра-
зования продуктов реакции, А. С. Предводителевым было предложено
исследования вести в направлении выяснения закономерностей расхо-
дования кислорода и образования окислов углерода. Соответственно и
для двух других реакций, связанных с горением углерода, ставится ана-
логичная задача, а именно: выявление закономерности расходования
СО2 и образования СО для реакции СО2+С, а для реакции СО + О2—
выяснение закономерностей расходования кислорода и окиси углерода
и образования СО2.
15-4. ВНУТРЕННЕЕ РЕАГИРОВАНИЕ УГЛЕРОДНОЙ ЧАСТИЦЫ
Скорость потребления кислорода, а также и углекислоты углерод-
ной поверхностью и связанная с ней интенсивность газообразования
зависят от реакционных свойств кокса и физических условий, подчиня-
ясь определенному закону реагирования.
Появление внешнего диффузионного торможения вызывает искаже-
ние закона реагирования. Искажающее действие оказывает и внутрен-
няя диффузия.
Частицы кокса твердого топлива не обладают гладкой газонепрони-
цаемой поверхностью. На ней имеются поры и трещины, множество пор
н тонких каналов различной конфигурации имеются внутри реагирую-
щего тела. Характер и количество трещин, пор и каналов в материале
связаны с природой и структурными особенностями строения, т. е. физи-
ческими свойствами кокса.
Л. Н. Хитрин оценивает величину удельной внутренней поверхности,
приходящейся на единицу объема, для древесного угля от 57 до 114, для
электродного угля от 70 до 500, для антрацита около 100 см2/смэ. В ходе
реагирования внутренняя реакционная поверхность изменяется под воз-
действием следующих факторов: испарения влаги; изменения темпера-
туры, что вызывает растрескивание материала; возгонки летучих и га-
зификации; внутреннего реагирования; озоления поверхности.
Наличие пор и трещин осложняет процесс взаимодействия кокса
с реагирующим газом. Поступающий к поверхности частицы кислород
частично реагирует на тех участках, где нет трещин с выделением угле-
кислоты и окиси углерода. Часть кислорода диффундирует внутрь тре-
щин и там постепенно расходуется на реакцию с углеродом. Чем боль-
ше проницаемость материала и чем медленнее протекает реакция, тем
глубже проходит кислород внутрь частицы и тем большая ее масса
участвует в реакции.
Диффузионный поток внутрь частицы можно выразить посредством
градиента концентрации кислорода Ci внутри частицы по нормали к ее
поверхности и некоторого эффективного коэффициента внутренней диф-
фузии Di, характеризующего проницаемость частицы данного сорта кок-
са, следующим образом:
= (15-13)
Коэффициент внутренней диффузии Di зависит от порозных свойств
материала.
334
Из балансового уравнения, выражающего равенство между количест-
вом диффузионного потока кислорода, проникающего через внешнюю
поверхность частицы, и количеством кислорода, вступающего во внут-
реннее реагирование:
-^ft^ = [^d*~^(d-e)>]s^, (15-14)
можно получить глубину проникновения кислорода внутрь частицы
S = 1Z> (15-15)
Из формулы (15-15) видно, что чем больше проницаемость материа-
ла и меньше константа скорости реакции для кокса (низкие температу-
ры, малая реакционная способность), тем глубже проходит кислород
внутрь частицы и тем большая ее масса вовлекается в реакцию. Напро-
тив, чем выше температура и больше внутренняя реакционная поверх-
ность Sj, тем меньше глубина проникновения реакции.
Протекание реакций в массе частицы вызывает также внутреннюю
диффузию углекислоты и СО.
Л. Н. Хитрин представил общее потребление кислорода на единицу
внешней поверхности как сумму из расхода кислорода на реакцию
с углеродом на внешней поверхности и диффузионного потока кисло-
рода внутрь частицы:
q = kCs + D,(^s. (15-16)
Первый член выражения (15-16), в котором Cs — концентрация
кислорода у поверхности, a k— константа скорости реакции представ-
ляет собой скорость поверхностной реакции между кислородом и угле-
родом, которая зависит от реакционных свойств данного сорта кокса,
от концентрации кислорода у поверхности и температуры. Вторым чле-
ном выражен диффузионный поток внутрь частицы, вызванный хими-
ческим реагированием внутри нее. При этом установлено, что для реак-
ций первого порядка с достаточной для практики степенью точности
можно считать второй член выражения (15-16) не зависящим от харак-
тера диффузионных процессов в свободном газовом пространстве. Про-
цесс проникновения кислорода внутрь углерода можно рассматривать
как самостоятельный и определяемый лишь характером внутренних
диффузионных процессов.
Величина внутридиффузионного потока зависит от проницаемости
материала и интенсивности реагирования внутри него и определяется
значениями кинетических констант и размером внутренней реакционной
поверхности в единице объема частицы. Так как внутридиффузионная
и внутриреакционная способности связаны со структурными свойствами
кокса, то свойства, описываемые вторым членом, так же как и первым
членом, который выражает чисто химические свойства, должны быть
типичными для данного сорта топлива. Исходя из этого, Л. Н. Хитрин
показал, что в случае полной проницаемости и малой величины внутрен-
ней диффузии, когда соединение углерода с кислородом происходит по
закону реакции первого порядка, реагирование пористой частицы мож-
но представить как суммарный процесс потребления кислорода, прини-
маемого условно протекающим на внешней ее поверхности. Поэтому
можно считать, что величина q характеризует эффективные кинетиче-
335
окне свойства кокса. Тогда суммарный процесс потребления кислорода
можно представить в виде закона
q = aCs, (15-17)
специфичного для чисто химической гетерогенной реакции, но характе-
ризующего эффективное потребление кислорода, отнесенное к внешней
поверхности.
В этом уравнении константа скорости реакции k заменена коэффи-
циентом реакционного газообмена а, также зависящим только от темпе-
ратуры. Коэффициентом а учитываются реакции, происходящие как на
поверхности, так и в порах частицы с отнесением скорости горения к ее
внешней поверхности. Следовательно, а выступает в качестве эффектив-
ной меры интенсивности суммарного реагирования пористого топлива.
В случае полной проницаемости, имеющей место при невысоких
температурах, когда реакции протекают медленно, и малых размерах
частиц, концентрации кислорода внутри пор и на внешней поверхности
выравниваются. В этом случае может произойти полное проникновение
кислорода в реагирующее тело и реагирование может протекать с оди-
наковой интенсивностью как на внешней, так и на внутренней поверх-
ности. При этом общее потребление кислорода на внешней и внутрен-
ней поверхности за единицу времени составит:
Q = (S. + S/V) kCs = (4^ 4- Sf 4- kCs, (15-18)
В формуле:
Q — количество кислорода, потребляемое на внешней и внутренней
поверхности частицы за единицу времени, 10~4 кг/с;
V — объем частицы, см3;
k — константа скорости реакции окисления частицы, м/с;
Si — внутренняя поверхность единицы объема, см2/см3;
Sa — внешняя поверхность, см2;
Cs — концентрация газового реагента у внешней поверхности, кг/м3;
R — радиус частицы, см.
Из уравнения (15-18) следует, что при большом значении 5г- относи-
тельно Sa потребность в кислороде пропорциональна объему частицы,
а не ее поверхности.
В этом случае
? = -S-=fe4-C„, (15-19)
где S^Sa + SfV — общая внешняя и внутренняя реакционная поверх-
ность.
Сравнение выражений (15-17) и (15-19) дает для рассматриваемого
случая понятное соотношение между коэффициентами а и k в виде
a = (15-20)
оа
При полной проницаемости частицы а больше k во столько раз, во
сколько раз общая (суммарная внешняя и внутренняя) поверхность
больше ее внешней поверхности.
Относя общее количество кислорода, потребляемое по уравнению
(15-18), к единице внешней поверхности и градиенту концентрации,
равному единице, получаем:
a = ^fl4-^y (15-21)
363
Ряс. 15-2. Зависимость,
коэффициента реакцион-
ного газообмена от тем-
пературы.
т. е. величина а линейно зависит от 7? и пропорциональна константе-
химической реакции.
На графике (рис. 15-2), выражающем зависимость In а от темпера-
туры, уравнению (15-21), относящемуся к случаю полного проникнове-
ния кислорода и протеканию реакции в кинетическом режиме, соответ-
ствует семейство прямых, отвечающих различным 7?. Линейная зависи-
мость указывает на подчиняемость закону Аррениуса, а наклон прямых,
дает значение энергии активации.
По мере повышения температуры параллель,
ные прямые, относящиеся к различным 7?, ис-
кривляются и наклон их уменьшается. В области
высоких температур их наклон вновь возрастает
и эти прямые сливаются в общую прямую, иду-
щую с наклоном, одинаковым с начальным на-
клоном семейства прямых. Наклон общей прямой
дает энергию активации такой же величины, как
и в области низких температур.
В этом предельном случае реагирования
в диффузионной области при высоких температу-
рах диффузионный поток внутрь частицы состав-
ляет небольшую долю общего повышенного внеш-
него потока, вызванного высокими скоростями ре-
акции на внешней поверхности, и поэтому-
даже при малом размере частиц процесс не успевает распространяться
вглубь и сосредоточивается на наружной поверхности частицы. Поэтому
величину реакционной поверхности S в этом случае можно считать рав-
ной Sa, и согласно уравнению (15-20) получаем, что
a = k, (15-22):
т. е. потребление кислорода подчиняется чисто кинетической закономер-
ности.
Естественно, что в случае топлив с меньшей проницаемостью, у ко-
торых внутреннее реагирование играет меньшую роль, этот эффект на-
ступает раньше.
Из сравнения выражений (15-21) и (15-22) следует, что
а = k при -у- < 1.
Так как величина Sz- значительна (порядка нескольких сотен см2/см3),,
то условие < 1 может выполняться лишь для очень малых частиц,
с радиусом порядка десятков микрон. Следовательно, в случае мелкой
угольной пыли внутренней поверхностью можно пренебречь и считать,
что реагирование протекает только на внешней поверхности.
С увеличением размера частицы абсолютная величина глубины про-
никновения сохраняется, а ее относительная величина уменьшается,
в результате чего реакция переходит преимущественно в поверхностную.
В области между этими крайними режимами вследствие изменения
величины второго члена в уравнении (15-16) а принимает промежуточ-
ные значения между величинами, определенными по формулам (15-19)
и (15-22).
В этой промежуточной области при отнесении скорости реакции
к внешней поверхности вследствие наличия внутреннего реагирования
наблюдается замедление роста а с температурой и видимая энергия
22—541 337
активации уменьшается. В пределе при возрастании роли внутреннего
реагирования у 'крупных частиц она может уменьшаться вдвое по срав-
нению со значением ее в области низких температур. На рис. 15-2 эта
область характеризуется искривлением семейства параллельных прямых
и уменьшением их наклона. При этом, чем крупнее частица, тем меньше
наклон прямой. Аналогично влияет на а внутренняя реакционная по-
верхность.
Таким образом, коэффициент реакционного газообмена является
мерой интенсивности потребления кислорода пористой поверхностью
кокса и отдачи ею продуктов горения, а следовательно, и мерой реак-
ционных свойств данного вида кокса. Чем больше а и чем меньше Е, тем
выше реакционная способность топлива. Чем более развита внутренняя
реакционная поверхность данного сорта кокса, т. е. чем больше пори-
стость, тем кокс активнее. Эти признаки характеризуют реакционную
способность топлива в области сравнительно низких температур, а сле-
довательно, и в процессе их воспламенения.
При высоких температурах, характерных для процессов горения,
эти признаки утрачивают свою силу.
Во-первых, с ростом температуры а растет быстрее у тех топлив,
которые имеют большую величину энергии активации.
Во-вторых, при высоких температурах роль внутреннего реагирова-
ния все более уменьшается и поэтому значение величины внутренней
поверхности, а следовательно, и пористости становится несущественной.
Может оказаться, что у кокса, имеющего повышенные а при низких
температурах, в области высоких температур, свойственных процесса?^!
горения, а станет меньше, чем у кокса, который при низких температу-
рах считался менее активным. Обычно оказывается, что активное и лег-
ко загорающееся топливо в ходе последующего процесса высокотемпе-
ратурного горения обладает более низкими реакционными свойствами,
чем малоактивное и трудно зажигаемое.
Например, по расчетам Л. Н. Хитрина при температуре 350°С вели-
чина а для подмосковного угля в 4 раза больше, чем для электродного,
а при 1000°С — в 45 раз меньше.
Внутреннее реагирование свойственно и для второго гетерогенного
процесса — восстановления углекислого газа. Л. Н. Хитриным показано,
что аналогично реагирование углекислоты с углеродом можно характе-
ризовать с помощью коэффициента реакционного газообмена для угле-
кислоты 021.
15-5. ПРОЦЕСС ГОРЕНИЯ УГЛЕРОДНОЙ ЧАСТИЦЫ
Исследование сложного физико-химического процесса горения
угольной пыли в топочной камере затруднительно. Широкое применение
нашли экспериментальные исследования горения одиночной частицы
как элементарной составляющей пылевого факела.
Естественно, что такие исследования должны быть проведены в та-
ких же или близких условиях, что и в топочной камере.
В топочной камере сжигаются мелкие частицы с ограниченным ко-
личеством воздуха в пределах величины коэффициента избытка воздуха
от 0,2 до 1,2 при наличии в реагирующей смеси продуктов сгорания.
Частицы реагируют с кислородом с образованием первичных продуктов
сгорания СОз и СО, а также с СО2 с образованием СО. Выходящие из
частицы летучие и образовавшаяся в процессе горения окись углерода
338
сгорают в газовой фазе. Частицы находятся в тепловом взаимодействии
конвекцией с окружающей газовой средой и вместе с ней во взаимодей-
ствии излучением с топочными газами и экранной системой в топочной
камере.
Однако экспериментальные исследования были проведены в усло-
виях, отличающихся от топочных. Исследовалось горение крупных сфе-
рических частиц углерода диаметром 10—15 мм и больше, при сжигании
которых усиливается роль внутреннего реагирования. Крупные частицы
также характеризуются малой величиной удельной поверхности, прихо-
дящейся на единицу массы, что усиливает стефановский поток за счет
выхода большего количества выделяющихся водяных паров и летучих
через единицу поверхности частиц. Одновременно с этим в принятой
физической модели имели значительные отклонения от условий горения
в камерной топке. В лабораторных экспериментах горение угольной
частицы протекало при очень больших избытках воздуха, вследствие
чего температура газовой среды не изменялась или изменялась мало;
имеющая место в топочной камере рециркуляция продуктов сгорания
не воспроизводилась, что привело к завышенному значению начальной
концентрации кислорода в газовой среде.
Имевшиеся в экспериментальных исследованиях отклонения от дей-
ствительных условий протекания горения искажали изучаемый процесс.
Следует также отметить, что в экспериментальных исследованиях
вообще трудно воспроизводить горение частицы в условиях, близких
к топочным. Практически невозможно осуществить горение отдельной
частицы, в особенности угольной пылинки, при ограниченном избытке
воздуха. Трудным является также контролирование протекания процес-
са, в частности контролирование температуры частиц и концентрации
газовых реагентов у поверхности, изменения массы и размеров пылинок
в процессе выгорания и пр. Все это затрудняет обобщение опытных дан-
ных и выявление закономерностей протекания процесса. Поэтому полу-
ченные разными исследователями результаты по скорости горения и
влиянию различных факторов на выгорание частицы сильно различают-
ся. Кроме того, в этих исследованиях невозможно выявить динамику
процесса горения частицы угольной пыли, носящего скоротечный харак-
тер.
Учитывая изложенное, представлялось, что для более полного учета
сложных условий горения частицы плодотворным может быть привле-
чение и аналитических методов исследования.
Однако для таких исследований необходимо иметь достаточно пол-
ное представление о физической модели изучаемого процесса и знать
закономерности протекания отдельных стадий горения для аналитиче-
ского описания процесса в условиях, близких к топочным. Поэтому
в дальнейшем проводились параллельно экспериментальные и аналити-
ческие работы по исследованию отдельных явлений и горения частицы
в целом.
В аналитических исследованиях для возможности получения окон-
чательных решений принимались те или иные упрощения и предположе-
ния, что вносило искажения в математическое моделирование.
Например, принималось, что температура среды постоянна, горение
протекает в одном из предельных режимов: кинетическом или диффузи-
онном; не учитывались вторичное реагирование и теплоотдача излуче-
нием. Это не могло не вносить искажения в результаты и выводы.
Вместе с тем в экспериментальных работах были получены важные
сведения о протекании процесса горения по отдельным его стадиям (вы-
22* 339
ход и горение летучих, внутреннее реагирование, вторичное реагирова-
ние, превращения золы в процессе горения и пр.), а также данные по
кинетическим и диффузионным характеристикам. В ряде аналитических
работ также были получены определенные результаты, расширяющие
представления о горении частицы.
Дальнейший обзор работ по исследованию горения частицы прово-
дится с точки зрения использования имеющихся в этих работах рацио-
нальных моментов для развития теории горения.
Изучению горения одиночных частиц посвящен ряд фундаменталь-
ных работ. Одной из первых, хорошо поставленных экспериментально-
теоретических работ являются исследования В. И. Блинова (Л. 44] по
воспламенению и выгоранию сферической частицы электродного угля
с d=9 мм, подвешенной в цилиндрической камере и омываемой потоком
воздуха с постоянной температурой. При температурах воздуха до
700°С углеродный шарик нагревался до температуры потока воздуха,
не изменяя своей массы. Затем наблюдалось медленное убывание мас-
сы и шарик самопроизвольно нагревался до 740—760°С, после чего тем-
пература резко повышалась, появлялось интенсивное синее пламя окиси
углерода, облегающее шарик, и его масса начинала быстро падать. Из
факта появления пламени СО В. И. Блинов делает вывод, что при мед-
ленном окислении, предшествующем воспламенению, образуются оба
окисла углерода: СО2 и СО. Сгорание СО вблизи частицы способствует
воспламенению частицы.
В. И. Блинов впервые дал формулу для определения времени выго-
рания углеродной частицы с учетом процесса диффузионного поступле-
ния газовых реагентов к поверхности частицы и протекания химических
реакций на ней. На основании аналогии между процессами массо- и
теплообмена в расчетах диффузии были использованы имеющиеся экс-
периментально определенные зависимости для интенсивности теплооб-
мена частицы.
Одновременно образование СО2 и СО при горении углерода было
получено и другими исследователями.
О. А. Цухановой и Л. А. Колодкиной [Л. 43] было исследовано го-
рение неподвижно закрепленной частицы углерода с начальным диа-
метром 16 мм в вынужденном потоке. При малых скоростях потока, не
превышающих 0,3—0,4 м/с, горение частицы проходило сравнительно
равномерно и шар был окутан тонкой светящейся пленкой. При скорос-
тях свыше 2,0 м/с выгорание частицы становилось все более несиммет-
ричным. Горение частицы практически происходило только с лобовой
стороны и очень мало с тыльной части, а от шарика вдоль по потоку
тянулся светящийся хвостообразный след газового пламени. Наличие
газового пламени указывает на то, что в процессе реагирования на ло-
бовой стороне частицы наряду с углекислотой образуется и окись угле-
рода, которая сдувается потоком и, сгорая, препятствует подводу
кислорода к тыльной части шара, а следовательно, и горению этой
части.
Экспериментально обнаруженное появление пламени за частицей,
горящей в потоке, и голубоватого пламени вокруг частицы, реагирую-
щей в неподвижной среде, было объяснено образованием окиси углерода
и углекислоты в процессе первичного реагирования углерода с кислоро-
дом и последующим горением СО.
Таким образом, существуют два режима горения частицы: при ма-
лых скоростях обтекания (Re<100) горение частицы происходит с на-
ложением процесса горения окиси углерода на процесс горения углеро-
340
да. При больших скоростях обтекания горение окиси углерода простран-
ственно отделяется от горения углерода.
В. И. Бабием и И. Ф. Поповой [Л. 45] при исследовании мелких
частиц размером 150 мкм не было обнаружено горения летучих у по-
верхности частиц пламенем. По мере уменьшения диаметра частицы на-
ступает момент, при котором горение летучих переходит в кинетический
режим и выгорание их распространяется на объем газа.
Аналогичные результаты по выходу летучих были получены в иссле-
дованиях горения частиц натуральных топлив. Опыты показывают, что
процесс горения частицы угля можно представить следующим образом.
По мере нагрева частица подогревается, подсушивается, затем на-
чинается возгонка топлива. Чем больше содержание летучих в топливе,
тем интенсивнее происходит их выход. Выход летучих начинается при
температурах тем более высоких, чем старее топливо. Из бурых углей
выход летучих начинается при температуре около 170°С, из газового уг-
ля— около 210°С, из ПЖ — около 260°С, из тощих углей — около 320°С,
из антрацита — около 380°С [Л. 46]. Выход летучих продолжается
вплоть до температур порядка 800—1000°С.
При горении мелких частиц благодаря высокой интенсивности теп-
ло- и массообмена основная доля летучих выделяется и диффундирует
в окружающую среду, где, образуя горю-
чую газовую смесь, сгорает в газовом
объеме.
В случае горения крупных частиц
размером более 0,5—1 мм вследствие не-
достаточно интенсивного диффузионного
обмена летучие воспламеняются около
поверхности в пределах -пограничной
пленки и выгорают за небольшой период
времени, составляющий примерно 10%
времени полного сгорания частицы.
После выхода и сгорания основной
массы летучих кокс оказывается доста-
точно нагретым и энергично соединяется
с поступающим кислородом.
Из опытов по воспламенению и горе-
нию топлив и, в частности, из опытов
С. Л. Шагаловой [Л. 47] по воспламене-
нию топливной пыли в замкнутых сосу-
дах, данные которых по выгоранию лету-
чих и кокса некоторых топлив приведены
чальной стадии процесса выгорают в основном летучие. Вскоре после
воспламенения мелких частиц начинается также и горение кокса.
В дальнейшем горение летучих и кокса протекает параллельно при зна-
чительной продолжительности совместного горения, но с некоторым опе-
режением горения летучих.
Б. Д. Кацнельсоном и И. Я. Мароне [Л. 48, 49] были поставлены
эксперименты по исследованию воспламенения индивидуальных пыли-
нок фотографированием их при падении в кварцевой трубке в среде
с высокой температурой. Было установлено, что с увеличением размера
частиц время воспламенения увеличивается.
В. И. Бабием и И. П. Ивановой [Л. 50] были измерены температуры
горящих частиц диаметром 0,1—1 мм при температуре газовой среды
1200—1800 К и концентрации кислорода 21—5%. Установлено, что тем-
341
Относительное выгорание топ-
лива, %
Рис. 15-3. Относительное выгора-
ние летучих (Л) и кокса (5) по
опытам С. Л. Шагаловой.
1 — донецкий газовый уголь; 2 — бу-
рый боровичский уголь; 3 — торф.
на рис. 15-3, видно, что в на-
пература частицы превышает температуру газовой среды. Максимальное
превышение температуры частиц над температурой газовой среды со-
ставило
С. Н. Шориным были проведены аналитические исследования само-
воспламенения и горения углеродных частиц, а П. А. Серебряковым —
экспериментальные исследования реагирования угольной пыли с огра-
ниченным количеством воздуха, отражающие в этом отношении реаль-
ные условия горения в камерных топках. В аналитических исследова-
ниях были приняты следующие допущения: тепло, выделяющееся при
реагировании, поглощается частицей и окислителем с одновременным и
одинаковым повышением их температуры. Горение протекает в кинети-
ческом режиме. Отвод тепла из реакционного объема не учитывался.
При принятых допущениях и упрощающих условиях расчетом определе-
но изменение температуры частицы во времени. Из уравнения теплового
баланса реагирующих частиц определено время выгорания. По выгора-
нию определены текущие значения концентрации кислорода в смеси и
радиус частиц.
Исследование горения с ограниченным количеством воздуха позво-
лило получить результаты, характерные для практики пылесжигания.
Получено, что период индукции увеличивается с увеличением размера
частиц и избытка воздуха, а температура воспламенения понижается
с уменьшением размера частиц, тогда как в ранее проведенных иссле-
дованиях относительно зависимости температуры воспламенения от диа-
метра для мелких частиц был получен противоположный результат, что
объясняется наличием большого избытка воздуха.
П. А. Серебряковым экспериментальные исследования проводились
следующим образом. В фарфоровую трубку, помещенную в графито-
вую печь, после нагрева потока воздуха до определенной температуры
и выключения печи подавалась угольная пыль и измерялась температу-
ра реагирующей смеси на выходе трубки. Разность между темпера-
турой реагирующей смеси на выходе из трубки и температурой на входе
в нее АГ, определенная с поправкой на нагрев пыли, характеризует раз-
витие процесса реагирования. За температуру воспламенения принима-
лось значение начальной температуры воздуха, при которой разогрев
АГ достигает критической величины АГК, определяемой по стационар-
ной теории теплового самовоспламенения.
Из работ по исследованию процессов горения одиночной частицы
можно сделать следующие выводы.
1) В различных экспериментальных и аналитических работах по
исследованию воспламенения и горения углеродных частиц и пылевоз-
душной смеси были получены существенно отличающиеся результаты
по температуре и периоду воспламенения и влиянию на них режимных
факторов. Некоторые из этих результатов противоречили практике пы-
лесжигания. Это происходило вследствие того, что экспериментальные
исследования проводились в различных аппаратурных и режимных усло-
виях, а аналитические — при различных предположениях и допущениях.
2) Для получения закономерностей горения, отвечающих реальным
условиям пылесжигания, необходимо как в экспериментальных, так и
в аналитических работах изучать горение частиц с ограниченным коли-
чеством воздуха при наличии рециркуляции продуктов сгорания. Про-
цесс горения необходимо рассматривать комплексно во всей совокуп-
ности химических и физических явлений при возможно полном физиче-
ском моделировании в экспериментальных исследованиях и математи-
ческом моделировании в аналитических исследованиях. Разобраться
342
в сложной ситуации воспламенения и горения одиночных частиц можно,
исходя из нестационарной теории теплового самовоспламенения, изло-
женной в § 5-9.
3) В процессе горения изменяется температура частиц и газовой
среды, причем температура частиц может значительно превышать тем-
пературу среды.
4) Можно считать установленным, что в случае крупных частиц
при малых скоростях обтекания летучие и окись углерода, образовав-
шаяся в первичном реагировании, сгорают у поверхности, а при больших
скоростях уносятся потоком и сгорают за тыльной стороной частиц,
образуя газовый факел. В случае же мелкой пыли вследствие интенсив-
ного массообмена летучие уносятся и сгорают в газовой среде. Следо-
вательно, можно считать, что горение летучих и кокса происходит в виде
последовательных стадий.
5) Первичными продуктами реагирования углерода с кислородом
являются СО2 и СО. При повышении температуры выход СО увеличи-
вается. При высоких температурах углерод реагирует с СО2 с образова-
нием СО. Окись углерода, образованная при первичном реагировании,
может догорать в газовой среде.
6) На горение углерода коксового остатка зола не оказывает су-
щественного влияния.
15-6. УДЕЛЬНАЯ СКОРОСТЬ ГОРЕНИЯ УГЛЕРОДА
Угольные частицы очень малых размеров (пылинки), находясь в по-
токе, приобретают скорость, практически равную или мало отличающую-
ся от скорости движения газов. Последнее означает, что газы обтекают
частицу с небольшой скоростью. При малых относительных скоростях,
когда вынужденный конвективный перенос отсутствует, можно считать,
что горение мелких частиц в потоке происходит равномерно, величина
концентрации кислорода по всей поверхности частицы одинакова.
Процесс химического реагирования частицы, обтекаемой потоком
с малой скоростью, Л. Н. Хитриным представлен схемой, изображенной
на рис. 15-4,а. Основным (первичным) процессом считается реагирова-
ние углерода с кислородом, поступающим к поверхности частицы из
окружающего пространства за счет движения среды и диффузии, с об-
Рис. 15-4. Схема реагирования частииы углерода.
343
разованием окиси углерода и углекислоты. Продукты сгорания покида-
ют частицу, направляясь в окружающее пространство.
Дальнейшее состояние окислов зависит от условий протекания про-
цесса и в особенности от температуры.
При сравнительно невысоких температурах или повышенных ско-
ростях обтекания образующаяся окись углерода может быть вынесена
в окружающую среду (комплекс /). При более высоких температурах
окись углерода может вступить во вторичную реакцию и сгореть, по-
требляя часть кислорода, поступающего к поверхности частицы (ком-
плеск /'). Углекислота может частично возвратиться на поверхность час-
тицы и в случае достаточной температуры — выше 1200—1300°С всту-
пить во вторичную реакцию с углеродом, образуя окись углерода
(комплекс //). При очень высокой температуре процесс восстановления
СО2 может протекать настолько быстро, что во вторичном реагировании
будет образовываться такое количество окиси углерода, которое, сго-
рая, будет потреблять все количество кислорода до поступления его
к частице. В этом случае кислород не будет достигать поверхности ча-
стицы и основным процессом станет реагирование углерода с углекис-
лотой (комплекс //').
В случае омывания частиц потоком с большой скоростью с лобовой
стороны могут протекать только гетерогенные процессы I и II' (рис..
15-4,6). Процесс догорания окиси углерода удаляется от частицы и про-
текает на границе циркуляционной зоны в кормовой части потока (ком-
плекс III). Процесс восстановления (комплекс II') может идти с лобо-
вой стороны, но главным образом протекает в тыльной части, где кис-
лород отсутствует. При высоких температурах его интенсивность повы-
шается и выгорание тыльной стороны частицы становится заметным.
При температурах порядка 900—1300°С можно считать, что осуще-
ствляются только процессы I и III, пространственно отделенные друг от
друга.
Если в процессе горения углерод реагировал бы только с кислоро-
дом с образованием окиси углерода и углекислоты, которые не вступали
бы во вторичное реагирование, а отводились в окружающее пространст-
во, то в стационарных условиях скорость горения равнялась бы величи-
не диффузионного потока кислорода, поступающего в единицу времени
к единице поверхности.
Приравнивая количество кислорода, расходуемого на реагирование
с углеродом, к его количеству, поступающему диффузией, получаем за-
висимость для удельной скорости горения углерода по расходу кисло-
рода от интенсивности диффузионных процессов г кислоро-
да/(см2-с), по типу уравнения (15-3), а именно:
ic> -- (15-23)
----|. —
а---(л ;1
При этом предполагается, что скорость реагирования углерода
с кислородом пропорциональна концентрации кислорода у поверхности^
т. е. реакция первого порядка. Внутреннее реагирование учтено заменой
константы скорости реакции k коэффициентом реакционного газооб-
хМена а.
Количество углерода, которое может газифицироваться при потреб-
лении кислорода, зависит от состава образующихся окислов, т. е. от от-
ношения СО/СО2. Если обозначить через |3 отношение массы газифици-
;И1
рованного углерода к массе израсходованного кислорода, то при потреб-
лении кислорода в количестве с единицы поверхности частицы
будет газифицировано углерода в количестве
^=₽/<°'=Р-г£Н-- <15-24>
—_|_—
а ад
которое называют удельной поверхностной скоростью горения углерода.
Величина |3 может изменяться от значения 0,375, соответствующего
случаю расходования кислорода только на СО2, до значения 0,75, соот-
ветствующего случаю расходования кислорода только на СО. В этих
пределах величина KGs также меняется вдвое, причем наибольшая ско-
рость расходования углерода получается при максимальном выходе
окиси углерода.
Таким образом, стехиометрический коэффициент |3 характеризует
распределение кислорода на образование окислов, а следовательно, и
эффективность расходования кислорода при его реагировании с углеро-
дом.
Для определения диффузионных потоков можно исходить из тож-
дественности переноса вещества переносу тепла. Величина ад как аналог
коэффициента теплоотдачи может быть заимствована из эксперимен-
тальных закономерностей по теплообмену тел аналогичной формы с га-
зовой средой.
При малых скоростях обтекания сферических частиц, когда концен-
трация кислорода у стенки по всей поверхности практически одинакова,
аналогично тепловому критерию Нуссельта используется диффузионный
критерий Нуссельта:
Nu?’ = ^. (15-25)
диф D '
В формуле:
d (2R) —диаметр сферической частицы;
D — коэффициент молекулярной диффузии.
Подстановка значения ад, определенного из уравнения (15-25),
в выражение (15-24) дает общее выражение для удельной скорости го-
рения углерода:
-----. (15-26)
При этом Nus = f(Re) и выражает зависимость скорости реакции от
гидродинамических свойств окружающей среды.
Для определения удельной скорости горения углерода по формуле
(15-26) необходимо знать температуру частицы и газовой среды, концен-
трацию газовых реагентов и размер частицы, которые в процессе горения
изменяются и являются искомыми величинами. Поэтому Л. Н. Хитри-
ным были даны упрощенные выражения для некоторых типичных тем-
пературных областей при естественной диффузии.
Для сопоставления полученных закономерностей с опытом
Л. Н. Хитриным было исследовано горение частицы кокса антрацита
диаметром 15 мм, результаты которого представлены на рис. 15-5 в виде
зависимости Kcs—f(T).
345
Рис. 15-5. Зависимость скорости горе-
ния антрацита от температуры по
опытам Л. Н. Хитрина с сотрудни-
ками.
На графике верхняя кривая UZ=100, сред-
няя — 60, нижняя — 27 см/с; по оси орди-
нат Кся.
В области низких температур, где
скорость химической реакции мала и
расходуемое на реагирование количе-
ство кислорода значительно меньше
его количества, которое может быть
доставлено диффузией, т. е. где
1
D о
d ^идиф
и отсутствует горение СО:
Kf = paC0. (15-27)
Изменение следует изменению
а, который сильно зависит от темпе-
ратуры, поэтому эту область называ-
ют кинетической областью окислитель-
ных реакций.
Верхний предел применимости формулы для расчета скорости горе-
ния в кинетической области Л. Н. Хитриным определяется условием:
а <0,05 -g-.
К
(15-28)
С повышением температуры взаимодействие кислорода с углеродом
1 / 1
ускоряется и при некоторой температуре, когда — < —н--------------, удель-
а U г\
ная скорость горения углерода стремится к пределу
<15-29>
который ограничивается диффузионной способностью среды по кислоро-
ду. Так как ^и°*ф = /(Ке), то скорость горения зависит от скорости
потока и диаметра частицы. С уменьшением размера частицы и увели-
чением скорости обтекания KGs увеличивается. Влияние температуры
мало и определяется зависимостью от нее Со и D. Поскольку скорость
горения практически не зависит от реакционных свойств топлива и тем-
пературы, а ограничивается скоростью диффузии кислорода, этот режим
называется диффузионным.
При горении мелких частиц окислы углерода и летучие быстро вы-
носятся в поток интенсивно протекающими процессами молеку-
лярного и молярного переноса. В результате этого при их малой концен-
трации окисление окиси углерода и летучих в пограничном слое частицы
не происходит. Поэтому для мелких частиц в области температур поряд-
ка 1500—1700°С величина р практически не изменяется и характеризует
соотношение окислов в первичном реагировании.
В случае, если горение окиси углерода интенсифицируется при от-
сутствии восстановления СО2, р стремится к значению 0,375, а удельная
скорость горения— к величине
= Nu°U- 05-30)
343
При этом образуется только углекислота. Этот режим соответст-
вует диффузионной области окислительных реакций, которая наступает
при температурах порядка 1000°С в зависимости от условий диффузии
и свойств угля.
Экспериментальными исследованиями получено, что
Шдиф = 2(1+ 0,08Re2/3). (15-31)
При малых скоростях обтекания, до чисел Re<100, с достаточной
точностью в формуле (15-30) может быть принято Nufl = 2, что дает:
(15-32)
При крупных частицах в области температур порядка 750°С в ре-
зультате сгорания СО р уменьшается. В области температур, в которой
еще восстановления СОа не происходит, для крупных частиц при малой
скорости обтекания величина |3 также может быть принята постоянной
и равной 0,375—0,4.
Как видно из рис. 15-5, в области низких температур процесс про-
текает в кинетической области, с повышением температуры скорость
реакции резко возрастает. При температурах 700—800°С рост скорости
горения замедляется диффузионным торможением. В зоне достаточно
высоких температур процесс переходит в диффузионную область окис-
лительных реакций, где скорость горения практически не зависит от
температуры, а определяется интенсивностью диффузионного подвода
кислорода, достигающего предельного значения при данных условиях
процесса. Чем больше скорость дутья, тем при более высокой темпера-
туре процесс переходит в диффузионную область. При этих температу-
рах (1000—1100°С) начинает значительно ускоряться процесс восстанов-
ления углекислоты и с повышением температуры быстро прогрессирует,
в результате чего удельная скорость горения начинает с ростом тем-
пературы увеличиваться. Предел увеличения KGs из-за интенсификации
восстановления углекислоты экспериментально еще не определен.
Предполагается, что этот предел наступает при дальнейшем повы-
шении температуры, когда процесс переходит в диффузионную область
реакции восстановления углекислоты, в которой ((3 = 24/32, а удельная
скорость горения равна:
+ = (15-33)
При этом образуется только СО и отсутствует объемное горение.
Рассмотренный в настоящей главе материал положен в основу при-
водимого в гл. 16 исследования динамики и расчета горения одиночных
частиц с учетом реальных топочных условий.
ГЛАВА ШЕСТНАДЦАТАЯ
ГОРЕНИЕ ПЫЛЕВИДНЫХ ТОПЛИВ
16-1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
ПЫЛЕВИДНЫХ ТОПЛИВ
При пылевидном сжигании в камерную топку с топливом подают и
воздух в количестве, необходимом для сжигания при коэффициенте из-
бытка воздуха ат. Для интенсификации воспламенения это количество
воздуха подается в камеру таким образом, чтобы содержащийся в нем
347
кислород вступал в реагирование постепенно. Обычно для этого все
количество воздуха делят на первичный, подаваемый в смеси с угольной
пылью, и на вторичный, подаваемый раздельно от первичного через те
же горелки либо, реже, помимо их. Пылевоздушная смесь, выходящая
из горелок, образует в топочной камере турбулентные струи, распростра-
няющиеся в среде горячих продуктов сгорания.
За счет турбулентного теплообмена при эжекции горячих продуктов
сгорания в пограничном слое начального участка струи пылевоздушная
смесь нагревается и воспламеняется. При турбулентном массообмене
совершается перемешивание первичного воздуха, содержащего уголь-
ную пыль, со вторичным. Это перемешивание обеспечивает при устой-
чивом воспламенении интенсивное выгорание топлива в течение коротко-
го промежутка времени.
Следовательно, при изучении горения пыли в факеле должны быть
учтены следующие факторы:
1) непосредственное химическое реагирование происходит не в ис-
ходной пылевоздушной смеси, а после ее смешения с горячими продук-
тами сгорания, т. е. реагирующей является пылегазовоздушная смесь;
2) реагирующая смесь образуется в турбулентных пылевоздушных
струях, распространяющихся в среде продуктов сгорания. Концентра-
ция пыли в струях зависит от интенсивности перемешивания, количест:
венного распределения воздуха на первичный и вторичный и способа
ввода вторичного воздуха;
3) используемая для сжигания на электростанциях в качестве топ-
лива угольная пыль является полидисперсной. В общей реакционной
смеси частицы разных размеров реагируют с различной интенсивностью
при различных температурах поверхности и концентрации кислорода
у нее. Поэтому горение их происходит в условиях взаимного влияния.
Для исследования процесса горения с учетом указанных особеннос-
тей и выявления оптимальных условий его протекания ниже последова-
тельно рассмотрено горение частицы, а затем монодисперсной пыли и,
наконец, горение полидисперсной пыли в факеле.
16-2. ГОРЕНИЕ ЧАСТИЦЫ ПЫЛЕВИДНОГО ТОПЛИВА
Горение частицы угольной пыли следует изучать в режимных усло-
виях, близких к топочным и характерных для них. Для соблюдения ха-
рактерного соотношения «топливо — воздух» рассмотрим горение части-
цы в среде воздуха, количество которого отвечает применяемым в то-
почной технике величинам коэффициента избытка воздуха, и в смеси
этого количества воздуха с рециркулируемыми продуктами сгорания.
Рециркулируемые газы, в которых коэффициент избытка воздуха со-
ставляет ат, количественно выражаются долей г от исходного объема
воздуха в струе, вытекающей из горелки.
Смешением рециркулирующих продуктов сгорания с воздухом обра-
зуется газовая среда, реагирующая с частицей, которую назовем реаги-
рующей газовой смесью. Объем этой смеси в расчете на 1 кг топлива —
Усм. Начальная температура смеси Тг.о, К, составляет:
(16-1)
Св ГСг
Объемная концентрация кислорода в этой смеси Со, кг/м3, равна:
ат— 1
Со=-------------С\. (16-2)
1 г
348
В формуле:
Л и Тр — температура исходной пылевоздушной смеси и рециркули-
рующих продуктов сгорания, К;
r= Vp/Vi — степень рециркуляции продуктов сгорания;
Vp — количество рециркулирующих продуктов сгорания, м3/кг;
Vi — количество исходного воздуха, м3/кг;
св и сг — теплоемкость воздуха и продуктов сгорания, кДж/(м3-К);
Сво — объемная концентрация кислорода в воздухе, кг/м3, при t =
= 0°С и р = 0,1013 МПа;
ат — коэффициент избытка воздуха в топке;
Кг— объем продуктов сгорания, м3/кг, который в общем случае
определяется следующей зависимостью:
Vr = Vec.r-H«T- l)V’-LVB.n, (16-3)
Ув.п — количество водяных паров в продуктах сгорания, м3/кг.
В случае сухих топлив, когда объемом водяных паров без большой
погрешности можно пренебречь, величина начальной концентрации кис-
лорода в реагирующей смеси составляет:
ат — 1
1 + Г—--
С. = —, . С*,. (16-2а)
/ 1 “г г
Примем следующую логическую модель процесса. Реагирование
протекает на поверхности частицы топлива сферической формы; части-
ца в газовой среде находится в покое или движется вместе с ней с оди-
наковой скоростью; горение выделяющихся летучих и догорание продук-
тов неполного сгорания происходит в объеме газовой среды. Конвектив-
ный перенос тепла из системы отсутствует, а лучистый теплообмен моде-
лируется взаимодействием реагирующей смеси с облучателем, темпера-
тура которого принимается постоянной; теплообмен реагирующих час-
тиц с газовой средой происходит путем конвекции и диффузионной теп-
лопроводности.
Как известно, при очень тонком размоле углей зола топлива отде-
ляется и поэтому в мелких частицах не содержится. Имея в виду также
то, что в процессе приготовления угольной пыли топливо подсушивается,
в расчетах принято, что в процесс горения вступают топливные частицы,
состоящие только из горючей массы.
В начальный момент времени газовая среда имеет температуру,,
значительно превышающую температуру частицы. Частица топлива
воспринимает тепло газовой среды конвекцией и от облучателя — ра-
диацией и нагревается. При этом из нее возгоняются летучие. Выделяю-
щиеся летучие могут реагировать в газовой фазе, а твердая коксовая
масса — в гетерогенном режиме.
В расчетах принята наиболее общая схема реагирования. Углерод
реагирует с кислородом газовой фазы с образованием СО и СО2; полу-
чающаяся углекислота может реагировать с твердой фазой, образуя
СО. Окись углерода, получаемая как в первичном, так и во вторичном
процессах реагирования, вступает в химическое соединение с кислоро-
дом в газовой фазе. Принимается, что гетерогенные реакции и реакции,
протекающие в окружающем частицу газовом объеме, идут по следую-
щим итоговым уравнением.
Окисление углерода до СО
2C + O2=2CO + Qi. (16-4}
349-
Окисление углерода до СО2
C + O2=CO2+Q2. (16-5)
Восстановление двуокиси углерода
СО2+С=2СО—Q21. (16-6)
Горение окиси углерода
2CO + O2 = 2CO2 + Qi2. (16-7)
Тепло химического реагирования, протекающего на поверхности
частицы, передается конвекцией и диффузионной теплопроводностью
окружающей газовой среде, радиацией облучателю и частично расхо-
дуется на дальнейший нагрев самой частицы. В результате температу-
ра частицы возрастает, причем это возрастание происходит тем более
интенсивно, чем интенсивнее протекает химическое реагирование и чем
меньше теплоотдача в газовую среду. В ходе реагирования диаметр
частицы уменьшается, изменяются температура частицы, температура и
состав газовой среды.
Предложенной логической модели процесса горения и принятым
допущениям отвечает математическая модель в виде системы из сле-
дующих дифференциальных уравнений [Л. 51].
1. Уравнение кинетики выхода летучих из частицы
^=(уг_угв)ал> (16-8)
В уравнении:
Уг, Угв и (Уг—Угв)—количество летучих, первоначально содержа-
щихся в горючей массе, выделившихся из него за промежуток времени
т и содержащихся в частицах в текущий момент, кг/кг;
ал — константы скорости выхода летучих, 1/с;
Т — текущая температура частицы, К;
т — время, с.
2. Кинетическое уравнение горения летучих в г а-
зовойсреде
^1=^В-Гс)ася. (16-9)
В уравнении:
Угс и (Угв—ггс)—количество летучих, прореагировавших (сгорев-
ших) за время т, и количество летучих, содержащихся в газовой среде
в текущий момент, кг/кг;
, —E0IRT
асл = koe — константа скорости горения летучих, 1/с.
3. Уравнение теплового баланса горения частицы
[(Q'lSa, 4-Q'!a!)CR — Q'2,a2,C2R\ faCR4--|i-aalC2Rlx
сг 4- (Т - Л) - Nu 4- (Г - Л) - о.а? (Г* - 7Хб) - ф 5р„сХ = 0.
/ Г и vj ц, и
(16-10)
В уравнении:
Q'i, Q72 и Q'21 — тепловые эффекты реакций образования СО и СО2
и восстановления СО2, отнесенные к 1 кг кислорода, кДж/кг О2;
ai, а2 и сс21 — константы скоростей реакций образования СО, СО2
и восстановления СО2, м/с;
350
a=8ai +аз —суммарная константа скорости потребления кислоро-
да по реакциям горения (16-4) и (16-5), 1/с;
е = 1 + Со + С°2 учитывает увеличение числа молей при протекании
реакций (16-4) и (16-6);
Со и С°2 — начальная концентрация кислорода и углекислоты в ре-
агирующей смеси, кг Ог/м3;
CR и Czr — концентрации кислорода и углекислоты у поверхности
частицы (при 0°С и 0,1013 МПа), выраженные через содержание кис-
лорода, кг Ог/м3;
б, ,рк — текущий диаметр и плотность частицы, м и кг/м3;
ск и сг— теплоемкость частицы, кДж/(кг-К), и газовой среды при
0°С и 0,1013 МПа, кДж/(м3-К);
рг—плотность газов при 0°С и 0,1013 МПа, кг/м3;
Nu — тепловой критерий Нуссельта;
X — коэффициент теплопроводности газовой среды, зависящий от
температуры по соотношению Л = %о + ^Гг,
Ло — коэффициент теплопроводности при 0,1013 МПа и 273 К,
кВт/(м-К);
Ob = 5,67-IO”11 — коэффициент излучения абсолютно черного тела,
кВт/)(м2- К4);
а, ф — степень черноты и коэффициент облученности, принимаемые
равными 0,8 и 1,0;
Т и Тг — текущие температуры частицы и газовой среды, К;
Тоб — температура облучателя, принимаемая в расчетах равной
1773 К.
В уравнении (16-10) первым членом выражено тепловыделение при
реагировании углерода до образования СО и СО2 по реакциям (16-4) и
(16-5) и поглощение тепла при восстановлении СО2 на поверхности
частицы по реакции (16-6); вторым —отвод тепла от частицы диффу-
зионной теплопроводностью, расходуемой на нагрев кислорода и СОг,
вступающих в реагирование с углеродом частицы; третьим и четвер-
тым— теплообмен частицы конвекцией с газовой средой и радиацией
с облучателем; пятым — расход тепла на нагрев частицы в единицу
времени, отнесенный к единице ее поверхности.
Плотность горящей частицы можно определить, исходя из следую-
щих предположений. Горение частицы сопровождается выходОхМ лету-
чих, несколько опережающим горение кокса. Если считать, что при
выходе летучих объем сухой частицы не изменяется, то при полной воз-
гонке плотность оставшегося кокса составит:
1 Рк=рг.м(1-Ег), (16-11)
где рг.м — плотность горючей массы топлива, кг/м3.
Выход летучих продолжается и заканчивается в процессе горения
кокса. В промежуточный момент процесса горения частица состоит из
кокса и невыделившейся части летучих. Поэтому плотность горящей
частицы в промежуточный момент
Рч= Рк Ц-Рг. м (Ег — Ггв). (16-12)
4. Уравнение выгорания частицы кокса
4= ~ И [(2га, + «г)Ск + аг1С2к1. (16-13)
351
5. Уравнение теплового баланса газовой среды
с - о - -jA-+x''..c.Q'„ +[(4г^с»+
, 56 . г ] 273 6в= (I — ТГР —Л”) сг ,т у, , „г, z
+ — a„C2f) j —---------------— (Г - Тт) + (V - V ) «м X
X (1 — Ц7Р — Лр) (Г - Тг) + (1 _ Г- _ Лр) (Г - Т) -
“г СМ °гкг СМ
- ^ф(5/Юф(Г‘г - ^4=^ <16-14)
В уравнении:
О _ QP-QK(1-^P-^) (1—Vr)
Чл —--------———--------------теплота сгорания летучих, кДж/кг;
Q₽h — низшая теплота сгорания топлива, кДж/кг;
IFp и Лр — влажность и зольность топлива в долях от единицы, кг/кг;
Q'i2 — теплота сгорания реакции горения СО, приведенная к 1 кг
кислорода, кДж/кг О2;
х"12 — константа скорости реакции (16-7), 1/с;
Ci — концентрация СО в объеме, выраженная в кг О2/м3;
<2ф — степень черноты газовой среды;
(5/У)ф — соотношение между поверхностью и объемом газовой сре-
ды, 1/м.
Первыми двумя членами в уравнении (16-14) выражены теплота,
выделяющаяся при сгорании летучих и окиси углерода в газовом объ-
еме; третьим и четвертым — диффузионная теплопроводность за счет
потоков окиси углерода и углекислоты, образующихся по реакциям
(16-4), (16-6) и (16-5), и летучих от поверхности частиц в газовую
среду; пятым — конвективный теплообмен между частицей и газом;
•шестым — лучистый теплообмен между газом и облучателем; результи-
рующий седьмой член представляет собой изменение энтальпии газа
за секунду.
6. Уравнение изменения концентрации кислорода.
Уравнение учитывает расход кислорода в реакциях образования
СО и СО2 на поверхности частицы и окисления СО и летучих в объеме
- | (.«, + «,) CR ™ (1 - Г' - Л’) -«L-
С° ..1
+ ^-1/еГ)«е.я^(1-«7Р-4Р)1Д-+х,2С1 • (16-15)
см
В уравнении:
У°л — теоретически необходимое количество воздуха для сгорания
летучих, м3/кг;
7. Уравнение изменения концентрации углекис-
лоты. Уравнение учитывает нарастание концентрации углекислоты за
352
счет окисления углерода на поверхности частицы, окисления GO и ле-
тучих в объеме:
dCz ___ (пр П Р \ б*-*2 /1 ТГ/Р ДРу 1 I
"Л-----(«,С„ - аяС2Л) — (1 - W - Л1) -р—- +
+ + (16-16)
Необходимо отметить, что входящие в представленные уравнения
концентрации кислорода и двуокиси углерода на поверхности частицы
Cr и Сгв являются переменными величинами, текущие значения кото-
рых определяются начальными значениями соответствующих концен-
траций в объеме газовой среды и функционально зависят от протека-
ния самого процесса реагирования. Размерность всех членов уравнения
кг/ (см3 - К).
Конкретное нахождение этой функциональной зависимости являет-
ся сложной задачей, требующей решения системы нелинейных диффе-
ренциальных уравнений, описывающей совместно с системой граничных
условий концентрационные поля кислорода, окиси углерода и углекис-
лоты в пространстве, окружающем горящую частицу.
Для линеаризации и решения данной задачи использовались упро-
щающие предположения и допущения, заимствованные из [Л. 43]. Эти
допущения позволили дать искомые аналитические зависимости:
[ССэ 1 I ССв 1
<-.-.,4 + 2D + v,2D«) 2D — — УиДйг — С«г — ttlDt‘
С„ =-------------1;--------------------------(16-17)
а ( <*21 I 4 7
(aS 4- 2D) (a21S 4- 2D) 4- vi2DS ] [(е 4- 1) aj + аг] S — — 5 + 2D }
I £ I
и
Co [a2o-2D 4* (2ai 4~ ®2) -J- C°2 [(®S 4“ 2D) (vi2DS -J- 2D) 4~ vi2D<XjS2]
27?_________________________________ •
(aB 4* 2D) (a2iS 4* 2D) 4~ >i2^S < [(s 4~ 1) <*1 4“ аг] 8 —S -J- 2D >
(16-18)
Концентрация CO определяется по балансовому соотношению,
КГ/М3,
= (Co — С — Сг)
(16-19)
16-3. РЕШЕНИЕ ЗАДАЧИ О ВОСПЛАМЕНЕНИИ И ВЫГОРАНИИ
ЧАСТИЦЫ
Система уравнений (16-3), (16-4), (16-9), (16-15), (16-16), (16-17)
и (16-18), описывающих горение частицы пылевидного топлива, была
решена на ЭВМ. [Л. 51]. Проведенные расчеты позволили исследовать
динамику горения частиц различных размеров в средах различного со-
става по содержанию горючих и инертных веществ при ряде значений
начальной температуры. В результате расчетов найдены зависимости
изменения во времени температуры и размера частиц, температуры га-
зов, концентрации кислорода и продуктов сгорания СО2 и СО у реаги-
рующей поверхности и в газовой среде, а также режима протекания
процесса горения.
Для каждого рассмотренного размера частицы произведены рас-
четы по выгоранию последовательно для ряда значений а в зависимости
от степени рециркуляции газов г с температурой Тр. Сравнением рас-
23—541 353
четов для различных а выявлены оптимальные условия для реагирова-
ния частицы данного размера по а и г при заданных значениях 7Г.&
и Ti. Далее сопоставлением расчетов для частиц различных размеров
выявлены особенности их горения. Для выявления влияния Гг.о и по
некоторым вариантам произведены расчеты с изменением этих пара-
метров.
Режим протекания процесса горения определялся вычислением па-
раметра, характеризующего степень его кинетичности:
При кинетическом режиме <о—*1, при диффузионном со—>0. Ниже-
анализируется решение для следующих вариантов: топливо — пыль
АЕЩ размер частиц 6^=5; 8,5; 35; 100 и 300 мкм; режимные условия:
коэффициент избытка воздуха в пылевоздушной смеси а = 0,1; 0,3; 0,5;
1, а для некоторых вариантов 2,5 и 5; коэффициент избытка воздуха
в продуктах сгорания а—1,2; степень рециркуляции г—0; 0,5; 1; 2; 4;
10; температура облучателя 1500°С; температура рециркулирующих га-
зов 1300, 1500°С; температура подогрева воздуха 7\=100, 300 и 500°С.
Значения физико-химических констант приняты следующими: ко-
эффициент теплопроводности и диффузии Ло=2,О8-1О~5 кВт/(м-К), Ь =
=4,3-10-8 кВт/(м-К2); £>о=0,18-104 м2/с; теплоемкость газов и частиц
сг=1,46 кДж/(м3-'К); Сч=0,96 кДж/фкг-К); кинетические константы
реакций образования СО и СОг, восстановления СО2 и горения СО:
^О1 = 0,125-105 м/с, Е\ = 0,247• 105 кДж/моль; /го2=О,48-104; £2=0,233Х
Х'Ю5; ^2,1 = 0,11-105; £2>1 = 0,42 • 105; х1)2 = 0,47-407; £1j2=0,75 • 104.
Сопоставление расчетов для мелких и крупных частиц показало,,
что время выгорания мелких частиц несоизмеримо мало по сравнению
со временем выгорания крупных.
Имея это в виду, можно сделать вывод о том, что при горении
полидисперсной пыли крупные частицы вступают в процесс реагирова-
ния после некоторой задержки, а в это время реагируют в основном
мелкие частицы, которые находятся в газовой среде с большим избыт-
ком воздуха. Поэтому расчеты проводились и для значений коэффици-
ента избытка воздуха, больших единицы.
Результаты расчетов для частиц различных размеров при наиболее
характерных режимных условиях представлены ниже графически. Ин-
тенсивность нарастания температуры и тепловыделения характеризует
развитие процесса и наступление воспламенения, а изменение размера
частиц — скорость выгорания.
Период воспламенения складывается из продолжительности нагре-
ва частицы до температуры окружающей среды тн и самого периода
индукции Тг, т. е. времени, затрачиваемого на самопроизвольное по-
вышение температуры в процессе химического реагирования, приводя-
щего к воспламенению:
тв=тн+тг. (16-21)
Период индукции определяется как промежуток времени, в тече-
ние которого температура частицы повышается от Гг.о до критического-
значения.
Горение мелких частиц
Реагирование мелкой пыли в атмосфере воздуха, нагретого до тем-
ператур 400—500°С, при наличии облучателя с температурой 1500°С
протекает не интенсивно. Вследствие интенсивной теплоотдачи воздуш-
354
ной среде, несмотря на большую лучевоспринимающую поверхность,
температура мелких частиц повышается медленно и за ограниченный,
практически приемлемый период индукции воспламенения не проис-
ходит.
Нагрев и реагирование естественным образом могут быть сущест-
венно интенсифицированы рециркуляцией и смешением с пылевоздуш-
ной средой горячих продуктов сгорания.
Ниже на рис. 16-1 —16-4 приводятся результаты решения указанной
системы уравнений с учетом рециркуляции продуктов сгорания для
частицы 8,5 мкм при ТР=1500°С и 7\ = 300°С, значениях коэффициента
избытка воздуха а от 0,1 до 5 и степенях рециркуляции от 0,5 до 10.
Как при малых, так и больших избытках воздуха и степенях рецирку-
ляции мелкая частица практически мгновенно (1-10~3 с) нагревается
до начальной температуры реагирующей газовой смеси Гг.о-
При малых и умеренных избытках воздуха и степенях рециркуля-
ции (а=С1,0 и г=0,5—2), а следовательно, при повышенной реакцион-
ной поверхности, приходящейся на единицу объема реагирующей газо-
вой смеси f/Vp.cM, за счет тепла химического реагирования частицы эта
смесь быстро нагревается. При повышенном температурном уровне про-
цесса углерод реагирует с большим выходом СО, который при интесив-
ном массообмене переносится от поверхности мелкой частицы и сгорает
в газовой среде, усиливая ее нагрев.
При интенсивной теплоотдаче мелкой частицы передача выделяю-
щегося тепла происходит при малой разности температур частиц и га-
зов. Вследствие этого температура газов (реагирующей газовой смеси)
в ходе реагирования интенсивно повышается, близко следуя за все
возрастающей температурой частицы. Практически температура газа
повышается так же, как температура частицы, т. е. эти температуры
возрастают, оставаясь почти равными друг другу. Резкое повышение
температуры газовой среды вызывает прогрессивный рост температуры
частицы, скорости реагирования и температуры самих газов. В этих
условиях при начальной температуре реагирующей смеси Гг.о=Ю30 К
(рис. 16-1) и соответственно при Тг.о—1430 К ;(рис. 16-2) мелкая уголь-
ная пыль быстро воспламеняется и
интенсивно выгорает при развиваю-
щихся высоких температурах.
При данном значении г началь-
ная температура реагирующей смеси
не зависит от а. Уменьшение а, вы-
зывающее пропорциональное умень-
шение количества рециркулирую-
щих газов, вследствие увеличения
удельной реакционной поверхности
//Ур.см способствует усилению на-
грева газов за счет тепла химическо-
го реагирования и значительно ин-
тенсифицирует воспламенение. По-
этому с уменьшением а температура
частицы и газовой среды резко воз-
растает, период индукции воспламе-
нения уменьшается (кривые 1, 2 иЗ
на рис. 16-1 и 16-2).
С увеличением г эффективность
действия этого режимного фактора
Рис. 16-1. Результаты решения на
ЭЦВМ системы уравнений воспламене-
ния частиц антрацита 8,5 мкм при сле-
дующих режимных условиях: ат = 1,2;
г=0,5.
1 — а=0,1; 2 — а=0,3; 3 — а=0,5; 4 — а=1 (ди-
намика выгорания).
23*
355
уменьшается (рис. 16-3, 16-4). При этом в случае, когда г=0,5-4-2
(рис. 16-1, 16-2), выгорание интенсифицируется, а при больших значе-
ниях г (г=4,10), напротив, несколько замедляется (рис. 16-3, 16-4).
При больших избытках воздуха (кривые 5 и 6 на рис. 16-2) силь-
но увеличивается объем реагирующей смеси VP.CM за счет увеличения
количества воздуха, а также пропорционального увеличения количест-
Рис. 16-2. Динамика выгорания частицы 8,5 мкм при
г=2.
5—0—2; 5 — 0=5, остальные обозначения см. на рис. 16-1.
ва рециркулирующих га-
зов. При этом значитель-
но уменьшается реакцион-
ная поверхность f/Vp.CM,
приходящаяся на едини-
цу объема газов. Сущест-
венно уменьшается нагрев
газовой среды за счет
тепла химического реаги-
рования, замедляется по-
вышение ее температуры
и практически одинаковой
с ней температуры части-
цы, что задерживает раз-
Остальные обозначения см. на рис. 16-1.
витие процесса горения.
В случае, когда а—2
при г=2 (кривые 5 и 6
на рис. 16-2), заметно по-
нижается температурный
уровень процесса и ин-
тенсивность его протека-
ния, период воспламене-
ния увеличивается до
тв==0,О145 с, а период вы-
горания — до т=0,04 с.
При а=5 настолько
увеличивается VP.CM и
уменьшается /7Ур.См, что
процесс протекает при ма-
лом приросте температу-
ры или изотермически при
высоких значениях Гг.о.
Но вследствие пониже-
ния температурного уров-
ня процесса существенно
увеличивается период выгорания (рис. 16-2, кривая 6).
С увеличением г повышается начальная температура реагирующей
смеси, но одновременно увеличивается ее масса, уменьшаются удельная
реакционная поверхность /7УР.СМ и концентрация кислорода. В резуль-
тате совместного действия указанных факторов в начале с увеличением
г до определенной величины воспламенение и выгорание интенсифици-
руются, при дальнейшем увеличении г больше сказывается разбавление
реагирующей смеси инертными газами, замедляется рост температуры
газов и мало отличающейся от нее температуры частицы, снижается
температурный уровень процесса, увеличивается период воспламенения
и горения.
Так, для а=1 при г=0,5 прирост температуры газов составляет
1420°С, при г=2 — 710°С, при г=4— 420°С, а при г=10 — лишь 180°С,
356
т. е. имеет место практически изотермическое горение при высоком тем-
пературном уровне.
В исследованных вариантах вследствие интенсивной диффузии про-
цесс горения мелкой пыли протекает в кинетической или промежуточ-
ной области при повышенной величине концентрации кислорода у по-
верхности частицы, мало отличающейся от концентрации в объеме
газовой среды.
Остальные обозначения см. на рис. 16-1.
Итак, горение мелкой частицы можно характеризовать следующим
образом. При умеренных избытках воздуха и степени рециркуляции
(а=С1,5; г = 0,5—2) мелкая частица интенсивно воспламеняется и вы-
горает. С уменьшением а до 0,1 воспламенение интенсифицируется, но
с увеличением г эффективность этого воздействия ослабевает. При боль-
ших избытках воздуха вследствие понижения температурного уровня
процесса выгорание затягивается.
С увеличением г до определенного для данных условий значения
благодаря повышению начальной температуры реагирующей смеси вос-
пламенение и выгорание интенсифицируются. Дальнейшее увеличение г
из-за значительного снижения температурного уровня процесса и умень-
шения концентрации кислорода приводит к ухудшению воспламенения
и горения. По условиям воспламенения и горения мелкой частицы
(8,5 мкм) при Гр=1300°С, 7\ = 300°С оптимальным является степень
рециркуляции г=3, а при Тр=1500°С— г = 2.
Горение крупных частиц
Горение крупных частиц существенно отличается от горения мелких.
Из-за уменьшения интенсивности диффузии при менее высоких тем-
пературах горение крупных частиц переходит в диффузионный режим,
в котором скорость реагирования при одинаковых температурах мень-
ше, чем в кинетическом. В результате этого и уменьшения удельной
реакционной поверхности f/VCM в процессе горения за счет тепловы-
деления газовая среда нагревается слабее, чем при горении мелких
частиц. С другой стороны, при меньшей интенсивности теплообмена
передача выделяющегося тепла совершается при большей разности меж-
ду температурами частицы и газов, что обусловливает достаточно вы-
сокие температуры горения крупных частиц, приближающиеся к тем-
пературному уровню горения мелкой частицы, но период воспламенения
357
и горения значительно больше, чем у мелких частиц. При г = 2 и а =
= 0,3; 0,5; 1; 2 и 5 (рис. 16-5) максимальное превышение температуры
частицы с диаметром 100 мкм над температурой газов соответственно
составляет 375, 435, 564, 480, 525°С, тогда как в аналогичных условиях
горения частицы 8,5 мкм максимальное превышение температуры над
температурой газов составляет 80, 68, 52, 45, 38°С.
При умеренных степенях рециркуляции (г = 0,5-т-2) с уменьшением
коэффициента избытка воздуха вследствие увеличения удельной реак-
ционной поверхности f/VCM нагрев газов усиливается. Однако посколь-
ку реагирование происходит в диффузионной области, это не приводит
к интенсификации горения.
Рис. 16-5. Динамика выгорания частицы 100 мкм при г=2.
Остальные обозначения см. на рис. 16-1.
Напротив, при больших избытках воздуха а^1 газовая среда за
счет тепловыделения при горении нагревается меньше, но так как кон-
центрация кислорода увеличивается, а величина Гг.о остается такой же,
горение протекает более интенсивно. Так, при |а = 2 горение существен-
но интенсифицируется по сравнению с а=1, а при а = 5, при котором
температура частицы и газов в основной стадии горения значительно
ниже, интенсивность горения практически такая же, как при а=2
(рис. 16-5).
При а>1 имеет место резкое падение температуры частицы в ко-
нечной стадии ее выгорания вследствие резкого уменьшения разности
температур между выгорающей частицей с сильно уменьшившимся раз-
мером и газами.
Вследствие большей разности температур частиц и газов крупные
частицы в условиях а>1, имея более высокую температуру, реагируют
интенсивнее, чем мелкие, реагирование которых при больших а замед-
ляется. Это более резко выявляется при меньших величинах Гр.
358
Период воспламенения крупных частиц б0=1ОО, 300 мкм от а не
зависит.
С увеличением г до некоторого .предела вследствие значительного
увеличения Тг,0 воспламенение частиц интенсифицируется. Но так как
при этом уменьшаются концентрация кислорода и удельная реакцион-
ная поверхность //УСм, горение замедляется и протекает при малом
росте температуры частицы и меньшей разности температур между ча-
стицей и газом.
При больших г уменьшение а практически не отражается на тем-
пературе частиц, но в результате уменьшения концентрации кислорода
выгорание замедляется.
Зависимость периода воспламенения от степени рециркуляции име-
ет экстремальный характер. С увеличением 60 до 100 мкм оптимальная
степень рециркуляции по воспламенению гОпт растет, затем падает.
Период воспламенения крупных частиц много больше, чем мелких,
в особенности при больших г и малых а. Так, при а = 0,1 и г= 10 (Гр =
= 1500оС) период воспламенения крупных частиц (6о= 100 мкм) на
порядок больше периода воспламенения мелких частиц (до=8,5 мкм)
при аналогичных условиях.
В одинаковых режимных условиях при горении крупной частицы
перенос СО, образующегося при менее высоких температурах в мень-
шем количестве, происходит менее интенсивно, поэтому концентрация
СО в газовом объеме получается меньше, чем при горении мелкой
частицы.
Из выявленной динамики процесса реагирования следует, что
основные особенности горения частиц твердого топлива различных раз-
меров проистекают из очень большой разницы в их удельной реакци-
онной поверхности, приходящейся на единицу массы газовой среды,
а также из 'большой разницы в интенсивности тепло- и массообмена
частиц с газовой средой. Удельная реакционная поверхность, приходя-
щаяся на единицу массы реагирующей смеси, обратно пропорциональ-
на размеру частиц топлива, коэффициенту избытка воздуха и степени
рециркуляции продуктов сгорания. Интенсивность тепло- и массообмена
также обратно пропорциональна размеру частиц.
В газовоздушной смеси с малыми и умеренными значениями ко-
эффициента избытка воздуха (а = 0,3-4-1,3) мелкая пыль с большой
удельной реакционной поверхностью, отвечающей небольшим избыткам
воздуха по количеству топлива, реагирующего в данный момент време-
ни, в топочных условиях интенсивно реагирует. Тепло, выделяющееся
в процессе горения и воспринимаемое от облучателя развитой поверх-
ностью мелкой пыли, интенсивно отдается газовой среде реагирующей
смеси. Температура среды быстро повышается и вследствие интенсив-
ной теплоотдачи от частицы к газу, обусловливающей малую разность
температур между ними, близко следует за все возрастающей темпера-
турой частицы. Прогрессирующий рост температуры частиц и газовой
среды приводит к интенсивному воспламенению и при интенсивном
массообмене к быстрому выгоранию мелких частиц в кинетической или
промежуточной области при высоком температурном уровне.
С уменьшением избытка воздуха нагрев газовой среды усиливается,
что приводит к интенсификации горения мелкой пыли. Напротив, при
больших избытках воздуха, приводящих к увеличению суммарной те-
плоемкости газовой среды реагирующей смеси, нагрев ее за счет тепла,
выделяющегося при реагировании частиц, уменьшается. Из-за неболь-
шой разности температур мелких частиц и газовой среды при интен-
359
сивной теплоотдаче температура частиц удерживается на невысоком
уровне, что замедляет воспламенение и выгорание мелкой пыли при
больших избытках воздуха и большой степени рециркуляции газов.
Напротив, при реагировании крупных частиц с малой удельной ре-
акционной поверхностью температура газовой среды повышается мед-
ленно, что приводит к увеличению периода воспламенения. Но вслед-
ствие менее интенсивного теплообмена отдача тепла реагирования и
воспринимаемого от облучателя происходит при большой разности тем-
ператур и на частице устанавливается повышенная температура.
Горение крупных частиц в смеси с умеренными избытками воздуха,
когда частицы приобретают достаточно высокую температуру, значи-
тельно превышающую температуру медленно нагревающейся газовой
среды, при менее интенсивном массообмене протекает в диффузионной
области с несколько меньшей скоростью, чем горение мелкой пыли,
которое при одинаковых условиях протекает в промежуточной или ки-
нетической области при более высокой температуре частиц.
В результате замедленного нагрева газовой среды уменьшение из-
бытка воздуха слабо влияет на скорость выгорания крупных частиц, но
в то же время резко интенсифицирует горение мелких.
При больших избытках воздуха горение крупных частиц, протекаю-
щее в диффузионной области, несколько интенсифицируется и, напро-
тив, горение мелких частиц существенно замедляется.
16-4. ГОРЕНИЕ МОНОДИСПЕРСНОЙ ПЫЛИ В ДВУМЕРНОМ ФАКЕЛЕ
Горение угольной пыли в камерной топке протекает в неизотерми-
ческой запыленной газовой струе, распространяющейся в среде высоко-
температурных топочных газов. В зависимости от способа подачи вто-
ричного воздуха запыленная струя распространяется либо непосредст-
венно в топочной среде, либо вместе с окружающим ее потоком вторич-
ного воздуха. В этом параграфе рассматривается более простой случай
горения в пылевоздушной струе, распространяющейся в топочном про-
странстве при отсутствии потока вторичного воздуха, при следующих
условиях и предположениях: пылевоздушная струя истекает из щелевой
горелки прямоугольного сечения. Поэтому можно считать, что имеется
плоскопараллельная струя, и рассматриваемую задачу свести к дву-
мерной. Во избежание осложнения задачи рассмотрением процесса
воспламенения и горения летучих в качестве топлива принята пыль
АШ. При этом для исключения взаимного влияния частиц различных
размеров рассматривается монодисперсная пыль. Температура и ско-
рость пылевых частиц и газа в соответствующих точках струи совпада-
ют. Химическое реагирование существенно не влияет на распределение
скоростей и концентраций, и поэтому на факел можно распространить
закономерности неизотермической, запыленной турбулентной струи.
Интенсивный конвективный нагрев в турбулентном пограничном
слое струи подготавливает пылевоздушную смесь к воспламенению. Во
всем пограничном слое струи могут протекать химические реакции, но
с разной скоростью в различных ее точках, в зависимости от темпера-
туры и концентраций реагирующих веществ, наличия инертной среды
и интенсивности теплоотвода. Следовательно, температурные, концен-
трационные и динамические условия, в которых протекает горение
угольной пыли в камерной топке, создаются в турбулентных горелочных
струях и определяются интенсивностью массо- и теплообмена в них и
характером распространения их в топочных газах. Поэтому физические
360
условия горения в турбулентных струях определяются закономерностя-
ми распределения температур, концентраций компенентов реагирующей
смеси и полями скоростей.
Вследствие автомодельности течения в пограничном слое турбу-
лентной неизотермической двумерной струи лучи, исходящие из обреза
щелевой горелки, являются линиями равных безразмерных температур,
концентраций горючего и кислорода и равных относительных скоро-
стей. Поэтому расчет горения монодисперсной пыли в двумерном
факеле можно свести к расчету ее вдоль этих лучей с учетом турбу-
лентного тепло- и массообмена в процессе горения между лучами в по-
перечном направлении к оси струи.
Для математического моделирования горения монодисперсной пыли
в двумерном факеле может быть использована принятая в § 16-2 логи-
ческая модель горения пылеугольной частицы.
Можно принять, что частицы сферической формы и равномерно
распределены в потоке, что в условиях высоких температур, характер-
ных для камерных топочных устройств, горение кокса протекает по
внешней поверхности частиц, а горение продуктов неполного окисле-
ния— в газовом объеме. Тогда процесс горения монодисперсной пыли
в двумерной турбулентной струе вдоль лучей может быть описан сле-
дующей системой уравнений.
1. Уравнение теплового баланса горения частиц.
[(£OCiQ,i сR — ^2iC2RQ'-у— “h"32^ X
V(Г ~ П) - Nu 4-(Г - Л) - W(T* - 7Че) - -Ь 5РЛ g- U = 0.
(16-22)
В уравнении первым членом выражено количество тепла, выде-
ляющегося при протекании поверхностных реакций (16-4), (16-5) и
(16-6); вторым — диффузионная теплопроводность потоками кислорода
и углекислоты от поверхности частиц; третьим — конвективный теплооб-
мен между частицами и газовой средой; четвертым — теплообмен излу-
чением между частицей и облучателем; пятым — изменение энтальпии
частицы.
Здесь и в дальнейшем в уравнениях (16-23), (16-26), (16-27) и
(16-29) использованы обозначения величин, принятые соответственно
в уравнениях (16-10), (16-14), (16-13), (16-15) и (16-16).
2.Уравнение теплового баланса газовой среды
Уравнение составлено с использованием дифференциального уравне-
нения теплообмена в пограничном слое плоской струи, которое в рассма-
триваемом случае записывается в следующем виде:
2<7 = 7т.
(6-23)
В уравнении (16-23):
= х izCiQ. 12 Г [
652
§30рк
Ц7Р_ЛР)_2_
Рг^см
44 \ г । 56 г 1 273 \/
32 azJ 32 a*1G2j?j тг хх
Гг) + (1 - Ч7” - Л) -Д
’7' 8.0(,к \ > усм
X (Г - Тг)+адф (S/V)* (Т*г - (16-24)
Второй член уравнения (16-23) представляется выражением
Г TJ дТ , дТ , п д f ?в дТ \ Тг ] /1С ос.
^т — ср [& дх Н~р^ ду ду k, р ду ) 273 J* О6’25)
361
В уравнениях (16-24) и (16-25):
ср — теплоемкость газа, кДж/(кг-К);
х и у — координаты, направленные по оси струи и перпендикуляр-
но к ней, м;
хт — экспериментальная постоянная;
UB и U — скорость потока на внутренней границе и в пограничном
слое струи, м/с;
Рв и рг — плотность газа на внутренней границе и в пограничном
слое струи;
Т — температура газов, К.
В уравнениях (16-24) и (16-25) учтены теплота сгорания окиси угле-
рода в газовом объеме, диффузионная теплопроводность за счет потоков
СО и СО2, конвективный теплообмен между газом и частицами, лучи-
стый теплообмен между газом и облучателем, турбулентный теплообмен
в струе и изменение энтальпии газов.
3. Уравнение выгорания частиц
— + + (16'26)
В уравнении:
d8 !
— изменение диаметра частицы на единице длины луча, м/м;
U — скорость потока.
4. Уравнение изменения концентрации кислорода
Изменение концентрации кислорода можно определить из диффе-
ренциального уравнения массообмена в пограничном слое струи:
Ъо=-Ч°‘- (16-27)
В уравнении (16-27):
= (га, + О (1 _ Г _ лр) -гД-+х",гС„ (16-28а)
1 Г Г К 0 * СМ
а
7°2 4-(— -¥-)]“ (16-286)
дх ' г ду т ‘ в в ду р ду J ] 273 v '
В уравнениях (16-28) и (16-29) и соответственно в уравнении
(16-27) учтен расход кислорода на образование СО и СО2 в первичных
реакциях, на горение СО в объеме, а также перенос его за счет турбу-
лентного массообмена в струе.
В уравнениях
дС
---------изменение концентрации кислорода на единице длины лу-
ча, кг/м3;
b — ширина пограничного слоя, м.
5. Уравнение изменения концентрации углекис-
лого газа
Изменение концентрации углекислого газа соответственно опреде-
ляется из дифференциального уравнения переноса в пограничном слое
струи:
-7СО’ = 0.
~СОа ~ иг
(16-29
362
В уравнении (16-29):
- «7Р - ЛР) -iA-+z'‘=c- <|б-30а>
а q03’ = [ ',U+pV -^-*rboU -A. (16-306)
т [г дх гг ду т >в в ду \ р ду yj 273 v ’
В уравнении учтено образование СО2 при первичном реагировании
углерода с кислородом при горении СО в объеме, расход СО2 в вос-
становительной реакции, а также перенос СО2 в процессе турбулентного
обмена в струе.
Система уравнений (16-22), (16-23), (16-26), (16-27) и (16-29)
должна быть решена для заданных значений размера и температуры
частиц и определяемых расчетом начальных величинах температуры
газовой среды и концентраций кислорода и углекислоты в струе на вы-
деленных лучах.
Начальные температуры газовой 'Среды на выделенных лучах опре-
деляются по заимствованной из [Л. 15] 'формуле:
7'«г.„ = 7’г.н('^,Ук, (16-31)
а начальные концентрации кислорода и углекислоты определяются на
основе подобия температурных и концентрационных полей:
С°О2К С°О2в C°CQ2B Т°г.К 7"°Г.В / 1 о QQ\
С»О2н-С°О2? ” C0CO2H-C0CO2B 7'0гн —Д0г в’
В формулах индексами «к», «н» и «в» соответственно выделены зна-
чения начальной концентрации кислорода и углекислоты и температуры
на лучах, концентрации этих газов и температуры на наружной и внут-
ренней границах; т] — безразмерная поперечная координата, изменяю-
щаяся от наружной до внутренней границы в пределах от 0 до 1.
16-5. ГОРЕНИЕ УГОЛЬНОЙ ПЫЛИ В ФАКЕЛЕ
В факеле полидисперсной пыли одновременно происходит горение
частиц, которые по размеру отличаются между собой на один-два и
даже три порядка. В результате перемешивания в потоке в макрообъе-
мах температура и состав газовой среды выравниваются и в ходе реа-
гирования изменяются, оставаясь одинаковыми для частиц различных
фракций. Однако из-за различной интенсивности тепло- и массообмена
концентрация газовых реагентов у поверхности частиц различных раз-
меров и их температуры при горении будут существенно отличаться.
Это отражается на продолжительности нагрева частиц, на выходе ле-
тучих из фракций различных размеров, на режиме и удельной скорости
их горения. Кроме того, частицы разных размеров в различной степени
охвачены внутренним реагированием.
В процессе нагрева и реагирования частиц летучие, содержащиеся
в топливе, выделяются и переходят в газовую среду, пылевые частицы
находятся в состоянии конвективного теплообмена с газовой средой,
а система — в состоянии теплообмена излучением от реагирующей сме-
си с окружающей средой газового объема и ограничивающими поверх-
ностями.
В различных исследованиях горения угольной пыли в факеле поли-
дисперсность учитывалась в основном двумя методами. Первый метод,
примененный В. Гумцем и X. Хоттелем, А. Б. Резниковым, В. В. Поме-
ранцевым. С. Л. Шагаловой, К- М. Арефьевым, А. П. Баскаковым и др.,
основан на введении суммарных характеристик полидисперсности пыли
в основные уравнения выгорания топлива.
363
Вторым методом, применяемым в исследованиях МЭИ, полифрак-
ционность учитывается разделением угольной пыли на несколько фрак-
ций. В каждой из этих фракций размер частиц усредняется так, чтобы
определенная по его величине поверхность равнялась суммарной по-
верхности пыли рассматриваемой фракции. Затем производится расчет
параллельного выгорания частиц различных фракций.
В ряде работ, в которых использовалось распределение угольных
частиц по закону Розина — Рамлера, даже при принятых существенно
упрощающих допущениях (изотермические условия, протекание реакций
в кинетической или диффузионной области, по составу продуктов сго-
рания), аналитическое решение полученных зависимостей не представ-
лялось возможным или получалось громоздким.
в цкти 'Создана методика расчета выгорания однородного по сече-
нию полифракционного прямоточного факела, которая нашла опреде-
ленное практическое применение [Л. 52]. Авторы В. В. Померанцев,
С. Л. Шагалова, Б. Д. Кацнельсон и К- М. Арефьев исходили из пред-
положения, что б любой момент времени частицы всех размеров сгора-
ют при одинаковой концентрации кислорода у поверхности при некото-
рой средней температуре факела в одинаковой области реагирования.
Средняя температура факела определялась из уравнения выгорания
факела, записанного для кинетической или диффузионной области.
Результаты расчетов приводятся в виде номограмм, по которым
можно определить время выгорания полифракционного факела при за-
данном механическом недожоге или величину недожога при заданном
времени сгорания. Авторами показано, что увеличение степени поли-
дисперсности любых твердых топлив приводит к значительному сниже-
нию механического недожога.
ВТИ выполнено математическое моделирование воспламенения и
первичного выгорания полидисперсной пыли в турбулентных струях.
Далее в настоящей главе использован второй метод — расчет па-
раллельного выгорания частиц различных фракций.
16-6. ПОФРАКЦИОННЫЙ РАСЧЕТ ВЫГОРАНИЯ ПОЛИДИСПЕРСНОЙ
ПЫЛИ В ФАКЕЛЕ
Горение полидисперсной пыли в условиях камерных топок, изло-
женных в § 16-1, с учетом выявленных в § 16-4 особенностей горения
частиц различных размеров рассматривается как параллельное выго-
рание частиц различных фракций в пылегазовоздушном потоке, обра-
зующемся смешением в горелочных струях пылевоздушной смеси с ре-
циркулируемыми продуктами сгорания.
Для получения и использования в расчетах четких закономерно-
стей распределения аэродинамических, концентрационных и тепловых
характеристик в пограничном слое турбулентной струи выделяются
лучи, во всех точках которых при отсутствии горения скорости, кон-
центрация горючих и газовых компонентов одинаковы.
С учетом сказанного процесс пофракционного горения полидисперс-
ной пыли в двумерном потоке может быть рассчитан решением систе-
мы дифференциальных уравнений кинетики выхода летучих, теплового
баланса горения коксовых частиц и уравнений их выгорания, написан-
ных для каждой выделенной фракции пыли по типу уравнений (16-8),
(16-22) и (16-26) и уравнений горения летучих, теплового баланса
газовой среды и изменения концентрации кислорода и углекислоты,
364
написанных для газовой фазы по типу уравнений (16-9), (16-27),
(16-28) и (16-29).
Начальными условиями являются: задаваемые начальные усред-
ненные размеры частиц различных фракций и их температура и на-
чальные температуры газовой среды и концентрации кислорода и угле-
кислоты на выделенных лучах, определяемые по уравнениям (16-31) и
(16-32).
По результатам решения численного интегрирования на ЭЦВМ
строятся кривые изменения температуры частицы и газовой среды,
диаметра частицы и концентраций газовых компонентов реагирующей
смеси вдоль выделенных лучей в пограничном слое струи.
Ниже приведены результаты произведенного на ЭЦВМ расчета
[Л. 53] выгорания в двумерном плоском факеле предварительно пере-
мешанной воздушной смеси пыли подмосковного угля с температурой
523 К при температуре рециркулирующих газов 7^=1473 К. Ситовая
характеристика была разбита на три фракции, равные по массе. При
принятой величине коэффициента полидисперсности п=1,2 средний
размер частиц во фракциях составляет: первой фракции — 305 мкм,
второй — 95 мкм и третьей — 7,5 мкм.
Результаты решения обрабо-
таны в виде зависимостей темпе-
ратуры и диаметра частиц, темпе-
ратуры газовой среды, концентра-
ции кислорода, двуокиси и окиси
углерода и суммарного выхода
летучих от безразмерной коорди-
наты в начальном и основном уча-
стках струи на четырех лучах, от-
считываемых от наружной гра-
ницы.
Как видно из рис. 16-6, для
первого луча (к=1) нагрев мел-
ких частиц (6о=7,5 мкм) проис-
ходит гораздо быстрее, чем ча-
стиц второй и в особенности пер-
вой фракции. Вследствие этого
мелкая пыль значительно раньше
вступает в процесс реагирования,
интенсивно потребляя кислород
газового объема. Но так как при
подаче всего воздуха с пылью
объем газов, приходящийся на
единицу массы мелкой пыли, по-
лучается большим в начальной
стадии реагирования мелких
фракций температура газовой сре-
ды повышается незначительно.
Рис. 16-6. Результаты решения системы
уравнений выгорания перемешанной воз-
душной смеси пыли подмосковного угля
в двумерном факеле на первом луче при
а=1,2, 7’в=523 К и Гр=1467 К.
При этом вследствие интенсивного теплообмена между газом и мелкими
частицами с развитой удельной поверхностью на частицах устанавливает-
ся температура, мало превышающая температуру газовой среды. При не-
высоком температурном уровне задерживается развитие горения мелкой
пыли, реагирующей в кинетическом режиме. Это особенно заметно на
внутренних лучах к = 3 и к=4 (рис. 16-7). Если на первом луче части-
цы 6о = 7,5 мкм выгорают при % —0,19 м, то на четвертом луче мелкая
365
пыль практически еще не вступает в реагирование до х = 0,48 м. Далее
на этом луче мелкая пыль интенсивно сгорает параллельно с крупной
и выгорает полностью при х= 1,28 м, после того как активно вступив-
шие в процесс горения частицы второй фракции повысили температуру
газов и практически одинаковую с ней температуру мелких частиц до
уровня, достаточного для интенсивного выгорания.
Низкая температура на внутренних лучах задерживает процесс
реагирования мелких фракций. Однако улучшение концентрационных
условий по кислороду по сравнению с периферийными лучами благо-
Рис. 16-7. Динамика выгорания полиди-
сперсной пыли подмосковного угля на чет-
вертом луче при а =1,2, Тв = 523 К и Тр =
= 1473 К.
приятно отражается на горении
крупных частиц, реагирующих в диф-
фузионном режиме. Вследствие это-
го с передвижением к оси струи ско-
рости выгорания крупных и мелких
частиц сближаются.
На первом луче при высокой
температуре газов (ИЗО К) частицы
всех фракций быстро нагреваются и
последовательно быстро вступают
в процесс реагирования. При мень-
шей начальной температуре газов
(530 К) на четвертом луче частицы
выгорают очень быстро при высо-
ком температурном уровне (7’2макс =
= 2100 К). Выход летучих такж^на-
чинается поздно (кривая SVrB), но
завершается за более короткий про-
межуток времени по сравнению с
наружными лучами. Вследствие раз-
вития более высоких температур
на внутренних лучах частицы реаги-
руют с большим выходом окиси уг-
лерода, которая быстрее реагирует
в объеме, чем это происходит на на-
ружных лучах.
16-7. ОСНОВНЫЕ УСЛОВИЯ интенсификации СЖИГАНИЯ
ПЫЛЕВИДНЫХ топлив
Анализ опыта сжигания твердых топлив в пылевидном состоянии
и выводы из аналитического исследования процесса горения угольной
пыли в топочной камере с учетом технологической схемы сжигания,
аэродинамической организации топочного процесса, его теплового и
воздушного режимов, а также физико-химических особенностей разви-
тия процессов шлакования и образования отложений на конвективных
поверхностях нагрева позволяют сформулировать следующие условия
интенсификации сжигания пылевидных топлив в камерных топках.
Обеспечение необходимой механической и тепловой подготовки то-
плива к сжиганию. Размол и подсушка топлива должны быть произве-
дены до рекомендуемых тонкости и влажности (см. табл. 12-4). В не-
которых случаях может оказаться необходимым более глубокая под-
сушка топлива.
Технологическая схема сжигания должна позволять создавать бла-
гоприятные тепловой и концентрационный режимы в зонах зажигания
366
и активного горения с освобождением их частично или полностью от
инертного или низкотемпературного отработанного сушильного агента,
а также обеспечивать должную степень подсушки топлива, улучшая
тем самым процесс сжигания в целом.
Организация устойчивого зажигания, стабилизирующего первичное
воспламенение пылевоздушных струй, вытекающих из горелок, путем
интенсификации химического реагирования, уменьшения теплоотвода
из реакционной зоны и уменьшения массы реагирующей смеси. Хими-
ческое реагирование может быть интенсифицировано предварительным
нагревом воздуха, высоким нагревом пылевоздушной смеси в горелоч-
ных струях эжекцией горячих продуктов сгорания и повышением кон-
центрации горючих внешней подачей первичного воздуха с пылью.
Теплоотвод из зоны реагирования можно сократить уменьшением ско-
рости или, что более рационально, обеспечением структуры струи на
периферии в ее начальном участке с малыми скоростями и малыми
поперечными градиентами продольной скорости, при которых турбу-
лентный вынос тепла из зоны реагирования менее интенсивен. Масса
реагирующей смеси может быть уменьшена ограничением количества
первичного воздуха и количества рециркулирующих газов до достиже-
ния оптимальных значений коэффициента избытка первичного воздуха
и степени рециркуляции.
Интенсификация распространения воспламенения на все попереч-
ное сечение факела организацией зажигания по развитому периметру
и усилением теплоотдачи от воспламенившихся к соседним слоям.
Интенсификация процесса выгорания топлива обеспечением повы-
шенных температур в ядре горения, своевременным вводом в про-
цесс горения всего количества воздуха, необходимого для горения,
усилением тепло- и массообмена в реагирующей газовой среде и от
среды к частицам, равномерной подачей пыли и воздуха по горелкам
и во времени.
Интенсификация догорания кокса вторичной турбулизацией потока
в зоне дожигания, увеличением времени пребывания пыли в топочной
камере, возможно полным ее заполнением при одновременном обеспе-
чении высокой турбулентности в потоке, повышением действующей
концентрации кислорода путем ограничения рециркуляции газов
оптимальной величиной, необходимой для зажигания, и устранением
рециркуляции газов в ядре факела и зоне дожигания, рациональным
пофракционным вводом пыли в процесс горения.
Обеспечение бесшлаковочной работы топки аэродинамической и
тепловой организацией топочного процесса с благоприятными скорост-
ными, температурными и концентрационными полями; организацией
сжигания топлив с высоким содержанием СаО в золе и обычно имею-
щих умеренную адиабатическую температуру в системе взаимодействую-
щих струй с окислительной средой, обеспечивающей усиление теплопе-
редачи в нижней части топки и как следствие этого понижение темпе-
ратуры на выходе из нее. Предотвращение образования рыхлых и
уменьшение образования твердых связанных отложений на полурадиа-
ционных и конвективных поверхностях обеспечением протекания хи-
мических преобразований в минеральной части топлива со связыванием
свободной окиси кальция в высокотемпературной окислительной среде
факела и обеспечением умеренной температуры перед конвективными
поверхностями на уровне 850°С.
В ряде случаев при сжигании высокошлакующих бурых углей
в камерных топках мощных парогенераторов превалирующими по зна-
367
чимости могут быть условия обеспечения умеренных температур газов
в топочной камере и в особенности пристенных слоев газов .с целью
предотвращения шлакования. Выполнение этих условий может сопро-
вождаться менее полным выполнением условий устойчивости зажига-
ния, а также и интенсификации выгорания.
ГЛАВА СЕМНАДЦАТАЯ
СЖИГАНИЕ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ
17-1. МЕТОДЫ СЖИГАНИЯ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ
В топливно-энергетическом балансе СССР твердые топлива зани-
мают значительное место. В настоящее время доля твердых топлив
в выработке электроэнергии на тепловых электоических станциях со-
ставляет 55%. Большие количества твердого топлива расходуются и
в других отраслях народного хозяйства. Поэтому вопросы интенсифи-
кации и экономичности сжигания твердых топлив имеют большое на-
роднохозяйственное значение.
Для твердых топлив применяются пылевидный (факельный),
вихревой и слоевой методы сжигания.
Для парогенераторов производительностью выше 4—10 кг/с (15—
35 т/ч), работающих на антраците, каменных и бурых углях, сланцах и
фрезерном торфе, основным является пылевидный метод сжигания
топлива в камерных топках. Топливо сжигается после предварительной
подсушки и размола в сильно измельченном виде. Угольная пыль
в смеси с некоторой частью необходимого для горения воздуха, назы-
ваемого первичным, вдувается через горелочное устройство в топочную
камеру. Остальная часть воздуха, необходимого для горения, так на-
зываемый вторичный воздух, обычно вводится в топку также через
горелки, а в отдельных случаях помимо них. Горение угольной пыли
происходит во взвешенном состоянии в газовоздушных потоках при
движении их через топочную камеру. Поэтому протекание горения огра-
ничивается топочным пространством и чрезвычайно коротким временем
пребывания частиц в топке, составляющим 1—2 с. Угольная пылинка,
обычно имеющая продолговатую форму и шероховатую поверхность,
имеет большую парусность. Пылевидные частицы при установившемся
движении парят в высокотемпературной газовоздушной среде с повы-
шенной вязкостью и практически следуют вместе с газовоздушным по-
током с той же скоростью. При малой относительной скорости движе-
ния частиц в потоке, практически равной нулю, уменьшается интенсив-
ность обмена газов на их поверхности. Однако значительное увеличе-
ние поверхности пыли при тонком размоле и молекулярной диффузии
обусловливает высокую интенсивность пылевидного сжигания.
Для подсушки топлива, повышения температурного уровня в топке
и интенсификации процесса сжигания применяют подогрев воздуха,
идущего на горение. При сжигании слабореакционных топлив типа ДШ
и тощих углей, а также высоковлажных бурых углей осуществляют
подогрев воздуха до 350—400°С; для сушки высоковлажных бурых
углей с lTn=6-j-7 %-кг/МДж (25—30 %-кг/Мкал) используют топоч-
ные газы в смеси с горячим воздухом. При сжигании сухих каменных
углей рекомендуется подогрев воздуха до 250—300°С, а при сжигании
мазута и природного газа — до 200—250°С.
368
В случае топок с мельницами-вентиляторами для высоковлажных
топлив в качестве высокотемпературного сушильного агента использу-
ются отбираемые из топки продукты сгорания или их смесь с горячим
воздухом. Возможность отбора топочных газов для целей сушки в смеси
с горячим воздухом имеется и при топках с шаровыми барабанными
мельницами. По общим соображениям компоновки парогенератора тем-
пература подогрева воздуха может быть повышена до 350—400°С и при
сжигании сухих каменных углей и мазута.
В пылеугольных камерных топках можно сжигать многозольные,
высоковлажные измельченные твердые топлива. В них совместно
с твердым топливом, а также и раздельно можно сжигать жидкие и
газообразные топлива. Подготовка, подача топлива и воздуха, процесс
сжигания и удаление шлаков, золы и продуктов сгорания в этих топках
полностью механизированы.
Вследствие низкой концентрации пыли в факеле, около 20—30 г
в 1 м3, запас топлива в топке ничтожный, поэтому пылеугольные топки
малоинерционны и управление ими хорошо поддается автоматизации.
По этой же причине пылеугольные топки чувствительны к нарушениям
процесса, к неравномерности подачи топлива и воздуха. Пылеугольные
топки допускают работу с небольшими избытками воздуха и, не огра-
ничивая подогрев воздуха, позволяют иметь температуру на выходе из
топочной камеры, приемлемую по условиям надежности работы и эко-
номичности.
К недостаткам камерных топок относятся: расход энергии на при-
готовление пыли, значительный унос золы газами в конвективные газо-
ходы, вызывающий износ хвостовых поверхностей нагрева и .необхо-
димость установки золоуловителей.
Освоение сжигания во взвешенном состоянии твердых топлив после
грубого размола и в пределе — дроблении сильно сокращает расход
энергии на подготовку топлива к сжиганию. В то же время максималь-
ное шлакоулавливание при жидком шалкоудалении, которое получает
в последнее время большое распространение, уменьшает износ хвостовых
поверхностей.
При вихревом методе сжигания сравнительно крупные
частицы дроблении твердых топлив сгорают, циркулируя в газовоздуш-
ном вихре, организуемом в нижней части обычной однокамерной топки,
имеющей обтекаемую форму. В вихревых топках благодаря цирку-
ляционному движению увеличивается время пребывания топливных ча-
стиц в камере, а благодаря значительно большему запасу горящего
топлива по сравнению с пылеугольными топками достигается большая
устойчивость процесса горения.
Вихревой метод как самостоятельный способ сжигания твердых
топлив в виде дроблении, без их предварительного размола в мельни-
цах, пока имел ограниченное применение. В энергетике этот метод был
использован в топке Шершнева для сжигания фрезерного торфа в па-
рогенераторах производительностью 20 кг/с (75 т/ч). В дальнейшем для
сжигания фрезерного торфа стали применять топки с молотковыми
мельницами, в которых обеспечивается более интенсивное сжигание
при меньших потерях с механическим недожогом.
В последние годы проводятся значительные работы по усовершек'
ствованию и освоению вихревого метода сжигания фрезерного торфа
и бурых углей и созданию более совершенной конструкции вихревых
топок. Вихревое сжигание широко применяют в циклонных предтопках
двухкамерных топок с жидким шлакоудалением. Стабилизация горения
24—541 369-
•при больших скоростях подачи воздуха в циклонную камеру, доходя-
щих до 150—200 м/с, и значительная интенсификация тепло- и массо-
юбмена в потоке с частицами топлива при большой относительной ско-
рости их обтекания привели к тому, что топки с вихревым сжиганием
по интенсивности работы вышли на одно из первых мест среди совре-
менных топочных устройств.
В промышленности вихревой метод применяется для сжигания
фрезерного торфа, древесных отходов и лузги в мелких парогенерато-
рах <с твердым шлакоудалением.
При сжигании твердых топлив в парогенераторах малой произво-
дительности до 3 кг/с (до 10 т/ч) —бурых и каменных углей и до 6 кг/с
(до 20 т/ч)—антрацитов применяют слоевой способ, так как
в малом топочном объеме нельзя успешно организовать факельное
сжигание.
Организация слоевого сжигания осуществляется принуди-
тельным движением воздуха через неподвижный или движущийся слой
твердого топлива, в котором он реагирует и превращается в поток
горячих продуктов сгорания. В слоевых топках имеется значительный
запас топлива, соизмеримый с его часовым расходом. Наличие значи-
тельного количества горящего топлива стабилизирует процесс горения.
В слое при повышенных скоростях обтекания частиц топлива горение
обычно протекает в диффузионной области. Поэтому слоевой процесс
интенсифицируется форсировкой воздушного потока, а топливо подают
в зависимости от изменения скорости горения. Форсировка дутья, а сле-
довательно, и интенсификация сжигания огра-
ничивается аэродинамической устойчивостью
слоя и появлением значительного уноса шты-
бовых фракций. Для слоевого сжигания опти-
мальными являются куски величиной 20—
30 мм, так называемый сорт «орешек», при ко-
торых обеспечивается достаточно устойчивое
залегание частиц в слое и достаточно развитая
поверхность реагирования.
Из-за недостаточной производительности,
надежности и экономичности работы топки со
слоевым сжиганием на мощных парогенерато-
рах не применяются. К тому же, слоевые топки
сложны, слабо механизированы и трудно под-
даются автоматизации управления. Поэтому
в книге рассматривается только факельный и
вихревой методы сжигания.
Рис. 17-1. Основные технологические схемы сжигания
пылевидных топлив.
а — с прямым вдуванием; б — с пылеконцёнтратором; в — с пром-
бункером и подачей пыли отработанным сушильным агентом со
сбросом части его в топку; г — с подачей пыли горячим возду-
хом; д — с разомкнутой сушкой; I — система пылепрнготовле-
ння; 7/ — топка парогенератора; 7 — сырое топливо; 2 — сушиль-
ный агент; 3 — отработанный влажный сушильный агент с уголь-
ной пылью; 4 — вторичный воздух; 5—угольная пыль из пром-
бункера; 6 — отработанный влажный сушильный агент; 7 —
влажная первичная смесь с пылью; 7а — обогащенная пылью
влажная первичная смесь; 8—сброс; 8а — обедненная пылью
влажная смесь; 9 — первичный горячий воздух; 10 — фильтр
для улавливания пыли из отработанного сушильного агента.
370
17-2. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СХЕМЫ СЖИГАНИЯ
ПЫЛЕВИДНЫХ ТОПЛИВ
В зависимости от требуемой интенсивности сжигания данного сор-
та твердого топлива с высокой экономичностью и устойчивостью про-
проста, но при ее использовании меньше возможностей для совершен-
меняют различные технологические схемы сжигания топлив.
Для сжигания высокореакционных бурых и каменных углей, допу-
скающих грубый помол, применяют схему с прямым вдувани-
ем смеси с отработанным влажным сушильным
агентом из системы пылеприготовления в топочную
камеру парогенератора (рис. 17-1,а). Эта схема конструктивно
проста, но при ее использовании меньше возможностей для совершен-
ствования топочного процесса. Подача в топку вместе с топливом от-
работанного влажного сушильного агента с пониженной температурой
(60—90°С) ухудшает условия горения. Воздух, содержащийся в сушиль-
ном агенте, используется в процессе горения, а отобранные для сушки
топочные газы и водяные пары, выделяющиеся при подсушке как
инертные газы, увеличивают объем продуктов сгорания, что ухудшает
температурные и концентрационные условия зажигания и процесса
горения.
В условиях недостаточно высокого температурного уровня, обу-
словленного невысокой адиабатической температурой, процесс горения
протекает недостаточно интенсивно.
При замкнутой схеме сушки топлива смесью горячего воздуха с то-
почными газами, отбираемыми из верхней части топочной
адиабатическая температура горения Фа, °C, составляет:
п __ ___Qt____
(1+г) (Vc)r'
Полезное тепловыделение в топке, кДж/кг,
QT = (Qp„ + /тл) 4п7Г-Г-+|?,>- + rI'°* + Q-
Тепло, вносимое в топку горячим и холодным воздухом, кДж/кг,
Qb =~ (&Т Д&Т ДЯпл) в (Дос? “j- Д®пл) /°Х.В. (1/-3)
В уравнениях (7-2) и (7-3):
г и /г.отб — степень рециркуляции отбираемых топочных газов и их
энтальпия;
ат — коэффициент избытка воздуха на выходе из топки;
Дат и Дапл = -р- knpc — присосы воздуха в топку и систему пылепри-
отовления в долях теоретически необходимого количества воздуха;
gi — количество сушильного агента на 1 кг сырого топлива, кг/кг;
1°г в и /°х.в — энтальпия теоретически необходимого количества возду-
ха при температуре за воздухоподогревателем и холодного воздуха, кДж/кг;
(Vc)r— средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг сырого топ-
лива, кДж/(кг-К).
24* 371
камеры,
(17-1)
(17-2)
При сушке топлива горячим воздухом (г = 0)
а-=Д- <17-4>
Из сравнения выражений (17-1) и (17-4) видно, что более высокая
адиабатическая температура горения может быть обеспечена увели-
чением доли и температуры горячего воздуха и уменьшением г путем
отбора газов с более высокой температурой. При сушке только лишь
отбираемыми газами адиабатическая температура получается ниже.
Чем больше влажность топлива, тем адиабатическая температура горе-
ния меньше из-за увеличения массы продуктов сгорания.
Вопрос о выборе сушильного агента в замкнутых схемах пылепри-
готовления должен решаться на основе изложенных положений. При
этом должны учитываться возможности по подогреву воздуха, мас-
штабу сушки и взрывобезопасности работы системы пылеприготов-
ления.
Для улучшения условий воспламенения и горения высоковлажных
топлив (как, например, башкирских, александрийских бурых углей,
лигнитов и др.) применяют технологическую схему сжигания
с пыле концентра то ром (рис. 17-1,6). В качестве сушильного
агента используются газы с температурой 900—950°С, отбираемые из
верхней части топки. Отработанный влажный сушильный агент с под-
сушенной угольной пылью в пылеконцентраторе разделяется на две
части: концентрированную угольную пыль, направляемую в основные
горелки, и обедненную смесь, направляемую в сбросные горелки, кото-
рые располагают на 3—4 м выше основных.
Идея, заложенная в этой схеме, заключается в том, что с помощью
основных горелок сжигается большая доля пыли ^=0,84-0,85 кг/кг,
транспортируемая небольшой долей отработанного сушильного агента
/ = 0,254-0,35 м3/м3, а основная масса влаги и отработанного сушиль-
ного агента с небольшой долей пыли (1—g) кг/кг подается через сброс-
ные горелки за зоной воспламенения основного факела.
Количество продуктов сгорания основной зоны горения на 1 кг
сырого топлива, сжигаемого в топке, при общем избытке воздуха на
выходе из нее а? можно рассчитать, представив их состоящими из:
продуктов сгорания g, кг/кг сырого топлива с избытком воздуха
аТ, gVT',
плюс часть отбираемых для сушки топочных газов, используемых
затем для подачи угольной пыли в основные горелки, lrVr;
минус количество водяного пара, выделяющегося при подсушке
, ДГ
g, кг/кг сырого топлива, g\
плюс количество водяного пара, содержащегося в транспортирую-
дг .
щей среде, ---/;
рв.п
минус количество воздуха, поданного в сбросные горелки свыше
количества, необходимого для сжигания угольной пыли, поступающей
через эти горелки, с избытком воздуха ат, (асб₽—ат)(1—S) 1/0-
Тогда уравнение для расчета количества продуктов сгорания
в основной зоне можно записать в виде
Иг.„„ = (g + Zr) к-(g-о (аевр —«,)(! — (’7-5)
372
В уравнении:
g и (1—g) —соответственно доля топлива, поступающего в топку
через основные и сбросные горелки;
I и (1—/) —доля отработанного влажного сушильного агента, по-
ступающего из системы пылеприготовления в основные и сбросные
горелки;
г~ у 7 — Доля отбираемых для сушки топочных газов;
gi и рс.а — количество сушильного агента на 1 кг сырого топлива
и его плотность, кг/кг и кг/м3;
Уг—объем продуктов сгорания 1 кг сырого топлива с избытком
воздуха ат, м3/кг;
Д1У — количество влаги, испаряемой из 1 кг сырого топлива, кг/кг;
Рв.п — плотность водяного пара, кг/м3;
«сбр — коэффициент избытка воздуха в сбросных горелках.
Количество продуктов сгорания сбросной смеси можно подсчитать
как продукты сгорания (1—g) кг сырого топлива с избытком воздуха
Пт (1 g} V?',
плюс часть отбираемых для сушки топочных газов, сбрасываемых
как отработанный сушильный агент через сбросные горелки (1—Z),
гКг;
минус количество водяного пара, выделяющегося при подсушке
/1 X /1 ч
(1—g) кг сырого топлива, ~~ gh
плюс количество водяного пара, содержащегося в отработанном
сушильном агенте, поступающем в сбросные горелки, ^-(1 —О'»
плюс количество воздуха, подаваемого в сбросные горелки свыше
количества, необходимого для сжигания угольной пыли, поступающей
через них с избытком воздуха ат,
- а») (1 - Й l/"> т. е.
Vr.c6p = [(1 - g) + (1 - Z) г] + (g - Z) -Нас6р - ат) (1 - g) Г. (17-6)
При этой схеме значительно улучшаются тепловые .и концентраци-
онные условия зажигания и горения концентрированной пыли на уча-
стке топки от основных до сбросных горелок. Улучшение тепловых
условий характеризуется повышением адиабатической температуры
'б’а, °C, которая для основной зоны выражается как
(17-7)
О (jr.0.3
В выражении (17-7):
Qt-о.з — полезное тепловыделение в основной зоне горения, кДж/кг;
(Кс)г.о.з — средняя теплоемкость продуктов сгорания в основной
зоне горения на 1 кг сырого топлива, кДж/(кг-К).
Полезное тепловыделение в основной зоне горения составляет:
Qt.0.3 = g (Q₽H -j- i-гл) -1~0СЬ—Ц- Qb.o.3 —
-(^~0['-(1/с)г + Д^л.паплУс.Ъ"«. (17-8)
В формуле:
iva — теплосодержание топлива, кДж/кг;
373
<7з и — потери тепла от химической и механической неполноты
сгорания в основной зоне горения;
/г.отб — энтальпия отбираемых для сушки топочных газов, кДж/кг;
св и Св.п — теплоемкость воздуха и водяных паров, кДж/(м3-К);
t"M— температура отработанного сушильного агента, °C;
Qb.o.3 — тепло, вносимое в основную зону горения горячим и хо-
лодным воздухом,
Qb.o.3 == (®т Д<Хт — Д®пл) Ij, в -ф- (Д<Хт "4“ Д^плО -^°х.в, ( 17-9)
где и /°х.в — энтальпия теоретически необходимого ксличества воз
духа при температуре за воздухоподогревателем и холодного воздуха на
1 кг сырого топлива.
Средняя теплоемкость продуктов сгорания в основной зоне горения
подсчитывается по формуле:
(Vc\.0.3 = (g~\-lr)(Vc)r — (g — св.п — (асбр— ат)(1 — g)V°cB,
Рв.П
где (Ус)г — средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг сырого то-
плива, кДж/(кг-К).
Однако схема с пылеконцентратором не лишена недостатков. Го-
рючая смесь, подаваемая через сбросные горелки, сильно забалласти-
рована продуктами сгорания, отбираемыми на сушку, и основной мас-
сой водяных паров, выделяющихся при сушке топлива, что ухудшает
условия горения содержащейся ib ней пыли. Этот недостаток в топке
с пылеконцентратором частично компенсируется созданием хороших
условий зажигания факела сбросных горелок горячими продуктами сго-
рания основной зоны.
Для слабореакционных топлив типов АШ иТ схему с прямым
вдуванием и шаровыми барабанными мельницами
применяют при необходимости упростить парогенераторную установку,
работающую в базовой нагрузке. Располагаемый напор мельничных
вентиляторов дает свободу в выборе способа компоновки горелок на
топке с подводом к ним пыли отработанным сушильным агентом через
разветвленные пылепроводы.
Но и в этом случае технологические возможности для лучшей орга-
низации топочного процесса ограничены. Жесткая связь мельниц с па-
рогенератором приводит к перерасходу электроэнергии на размол на
пониженных нагрузках и уменьшает возможности вывода мельниц на
кратковременный ремонт или осмотр. Однако для слабореакционных
топлив типов АШ и Т схема с прямым вдуванием с шаровыми бара-
банными мельницами используется редко из-за ухудшенных условий
воспламенения пыли в топочной камере, в особенности при пониженных
нагрузках.
Больше возможностей для лучшей организации топочного процес-
са открывается при применении схемы с промежуточным бун-
кером пыли и сушкой топлива смесью горячего воз-
духа с газами, отбираемыми из топочной камеры,
или в случае маловлажных топлив — горячим воздухом. При этом наи-
более распространенной является схема с промбункером и подачей
пыли отработанным сушильным агентом (рис. 17-1,в). Готовая уголь-
ная пыль накапливается в промбункере, из которого пылепитателями
в требуемом количестве подается в смесительную камеру пылепрово-
374
дов, где захватывается транспортирующим агентом и переносится через
горелки в топочную камеру.
Для возможности повышения концентрации пыли в первичной сме-
си и изменения скорости ее выхода из горелок в качестве транспорти-
рующего агента используется часть отработанного сушильного агента.
«Остальная часть агента, обычно меньшая, подается в топку через
сбросные горелки. Уменьшение количества отработанного влажного
сушильного агента, используемого для подачи в горелки, улучшает кон-
центрационные и температурные условия зажигания и горения.
В установках с промбункером количество пыли, подаваемой через
•основные горелки g, кг/кг, в расчете на сырое топливо составляет:
^=т]ц+(1—Пч)
'(17-10)
д через сбросные горелки
(1-g) = (1-Пп) (1-0- (17-11)
В формуле:
т]ц— к. ,п. д. циклона системы пылеприготовления;
I — доля отработанного сушильного агента, используемого для по-
дачи угольной пыли.
При сушке топлива смесью горячего воздуха и газов последние
отбирают из нижней части топочной камеры или из ее верхней части.
В первом случае рециркуляция газов не учитывается, адиабатическая
температура горения для камеры в целом рассчитывается по формуле
(17-4). Во втором случае объем продуктов сгорания топлива, подавае-
мого через основные и сбросные горелки, может быть определен соот-
ветственно по формулам (17-5) и (17-6), а адиабатическая температу-
ра горения — по (17-7) с расчетом расхода топлива по (17-10) и
(17-11).
Улучшение тепловых и концентрационных условий горения смеси,
подаваемой через основные горелки, имеет место в зоне раздельного
движения факелов основных и сбросных горелок. При слиянии этих
факелов в единый поток условия горения приближаются к условиям
горения при схеме с прямым вдуванием.
Для создания лучших условий для зажигания пылеугольного факе-
ла слабореакционных топлив АШ и Т путем повышения температуры
в зоне воспламенения применяют схему подачи пыли горячим
воздухом со сбросом отработанного сушильного
агента в топку через сбросные горелки (рис. 17-1,а).
При сжигании влажных топлив, в особенности в топках с жидким
шлакоудалением, для улучшения условий воспламенения и горения
также применяют схему подачи пыли горячим воздухом,
усовершенствованную сбросом отработанного влажного сушильного
агента в область за ядром факела или в выходную область камеры
сгорания в топках с раздельными камерами сгорания и охлаждения.
При использовании этой схемы, называемой полуразомкнутой по суш-
ке, от отработанного сушильного агента и водяных паров, образующих-
ся при подсушке топлива, освобождается не только зона (воспламенения,
но также и более расширенная зона горения. Это способствует повы-
шению температуры и улучшению концентрационных условий и создает
благоприятные условия для повышения устойчивости зажигания и ин-
тенсификации процесса выгорания.
В установках с полуразомкнутой схемой сушки в расчетах для
области горения основной массы топлива следует принимать Z=0 и
375
г=0, в зоне, следующей за местом сброса, — /=1, а степень рецирку-
ляции — г.
Наиболее благоприятные условия для организации сжигания вы-
соковлажных топлив создаются в топках с системой пылеприго-
товления с разомкнутой схемой сушки (рис. 17-1,д).
Пыль в топку подается горячим воздухом, а отработанный сушильный
агент вместе с водяными парами выбрасывается в атмосферу. Непо-
средственно сжигается подсушенная угольная пыль, при горении кото-
рой создаются значительно лучшие температурные и концентрацион-
ные условия.
Основными недостатками этой схемы, препятствующими ее широ-
кому внедрению, являются осложнение схемы пылеприготовления, ввод
в нее новых элементов, в особенности в случае центральной системы
пылеприготовления, и трудности, связанные с достаточно полным улав-
ливанием пыли и с очисткой отработанного сушильного агента, сбрасы-
ваемого в атмосферу.
По этой схеме парогенератор фактически переводится на сжигание
подсушенной пыли, которая и принимается в качестве расчетного то-
плива. В этом случае адиабатическая температура горения равна:
Полезное тепловыделение в топке
QT = (Q™ + <пя) 1OO~~|go~<?' + («» - (17-13)
где (Ус)пл — суммарная средняя теплоемкость продуктов сгорания 1 кг
подсушенной пыли, кДж/(кг-К).
Во всех рассматриваемых схемах предусматривается подача вто-
ричного воздуха Уг, количество которого определяется как разность
между общим количеством -воздуха атУ°, подаваемым для сжигания
топлива, и воздухом, содержащимся в отработанном сушильном агенте
У°с а и присосах его в топку АУТ (в схемах рис. 17-1,а, б, в), первич-
ным горячим воздухом У1, присосами воздуха в топку ДУТ и воздухом,
содержащимся в сбросе У/бр (в схеме рис. 17-1,г), первичным горячим
воздухом У1 и присосами в топку ЛУТ (в схеме рис. 17-1,д).
17-3. ВОЗДУШНЫЙ БАЛАНС ТОПКИ
Воздух, подаваемый в парогенератор, является химическим реаген-
том в топочных процессах, теплоносителем и сушильно-транспортирую-
щей средой в системе пылеприготовления и пылепитания. Распределе-
ние воздуха, подаваемого для сжигания топлива, по отдельным со-
ставляющим с учетом присосов и утечек его ,в различных узлах топоч-
ного устройства, называется воздушным балансом топки.
Для топок с индивидуальной системой пылеприготовления с за-
мкнутой и полу разомкну той схемой сушки воздушный баланс на 1 кг
топлива выражается следующим уравнением:
Г,+Г5+Г'б,, + ДГт = Гт. (17-14)
В уравнении (17-14):
Vi — количество первичного воздуха, м3/кг;
Уз— количество вторичного воздуха, м3/кг;
376
V^P—количество воздуха, подаваемого через сбросные сопла с от-
работанным сушильным агентом, м3/кг;
AVt — количество воздуха, поступающего в топочную камеру в виде
присосов, м3/кг;
VT — общее количество воздуха, поступающего в топку, м3/кг.
В установках с прямым вдуванием в качестве первичного исполь-
зуется весь воздух, содержащийся в отработанном сушильном агенте,
а в установках с пылеконцентратором и промбункером — часть его:
К = / Г с а. (17-15)
В уравнении (17-15):
уво.с.а — количество воздуха, содержащегося в отработанном су-
шильном агенте, м3/кг;
I — доля отработанного влажного сушильного агента, используемо-
го для подачи пыли в горелки.
Количество воздуха, подаваемого через сбросные сопла,
Г5р = (1 ~/)У°-са. (17-16)
Количество воздуха, содержащегося в отработанном сушильном
агенте, при сушке топлива смесью горячего воздуха с продуктами сго-
рания:
у°с.а= 2£.в + кпрс (17-17)
I! Рс.а ь
В уравнении (17-17):
гг.в— доля горячего воздуха в смеси;
рс.а — плотность сушильного агента, кг/м3;
Кпрс — коэффициент, выражающий присос холодного воздуха в си-
стеме пылеприготовления в долях от количества сушильного агента;
gt — количество организованно подаваемого сушильного агента на
1 кг сырого топлива, кг/кг.
При сушке горячим воздухом гг.в=1, в схеме с прямым вдуванием
с пылеконцентратором при сушке топочными газами обычно гг.в = 0.
В установках с отбором продуктов сгорания для сушки воздух, со-
держащийся в них, находится в замкнутом циркуляционном движении,
не может быть использован для горения и поэтому не должен вклю-
чаться в величину Гса.
Воздушный баланс в общем виде, при выражении состав-
ляющих потоков в долях от теоретически необходимого количества воз-
духа для сгорания 1 кг топлива, с учетом распределения топлива меж-
ду основными и сбросными горелками имеет вид:
aig-ba2g4-aC6p(l— g) 4-Аат = ат, (17-18)
а в процентах от всего количества воздуха, поступающего в топку
aig-ba2g4-aC6p(l— g) +AaT= 100%. (17-19)
ai==77T- или oci= - \/й— 100;
V9g aTVeg
К2 V 2 , rtn
a2 = 777— или a2 = 100;
V'g aT/°g-
V в v' сбр i лл
«сбр = ,/.(!_или ac6P = gir.(1_gj- 100.
377
В уравнениях (17-18) и (17-19):
«1, «2, аСбр — соответственно количество первичного, вторичного и
сбросного воздуха в долях от теоретически необходимого количества
в формуле (17-18) и в процентах от всего воздуха в формуле (17-19)
при расходе топлива через горелки g, кг, и сбросные горелки (1—g),
кг, в расчете на 1 кг сырого топлива, кг/кг;
Аат — количество воздуха, поступающего в топку в виде присосов
в долях от теоретически необходимого количества в (17-18) и в про-
центах от общего количества воздуха для сжигания 1 кг топлива, в
(17-19);
ат — коэффициент избытка воздуха на выходе из топки.
Для установок с прямым вдуванием /=4, ^='1; с прямым вдува-
нием и пылеконцентратором / = 0,24-0,35; g = 0,7-b0,85; с промбункером
и подачей пыли частью отработанного сушильного агента 0<Z< 1, g=
= 1]ц+ (1—т]ц) /, 1—g=(l—т|ц) (1—Z), где т)ц—к. п. д. циклона системы
пылеприготовления; для установок с подачей пыли горячим воздухом
ис полуразомкнутой схемой 1 — 0, £ = т]ц. Сумма
ai + a2=ar (17-20)
является коэффициентом избытка воздуха в горелках.
Поэтому, в частности, для установок с подачей пыли горячим воз-
духом, для которых 1=0 и воздушный баланс записывается так:
air]4+ a2im+ac6p(l—Ли) +Аат~ат (17-21)
или в соответствии с (17-19) и учетом (17-20)
агт]ц4-аСбр(1—Ли) + Аат=И90%. (17-22)
Для топочных устройств с разомкнутой схемой сушки и с централь-
ной системой пылеприготовления воздушный баланс в абсолютном и
относительном выражении записывается на 1 кг пылевидного топлива
как
Vi+V2+AVt = Vt, м3/кг, (17-23)
и
ai + a2+AaT = aT. (17-24)
В уравнении (17-24):
Vi — количество первичного воздуха, м3/кг;
Vz— количество вторичного воздуха, м3/кг;
ут = атУопл — общее количество воздуха, поступающего в топку,
м3/кг;
У°пл — теоретически необходимое количество воздуха для сгорания
пыли, м3/кг.
В эксплуатационных условиях при увеличении доли присосов в топ-
ку, которые поступают неорганизованно и плохо используются в про-
цессе горения, приходится сокращать долю организованно подаваемого
воздуха
(Хорг"—— ест Аат. (17-25)
В некоторых системах топочных устройств часть вторичного воз-
духа одновременно используют для вспомогательных целей в виде дутья
для устранения локального шлакования, например шлакования газоза-
борных окон, для образования воздушной завесы, предотвращающей
шлакование определенных участков стен, для создания потока, подхва-
тывающего угольную пыль, выпадающую из факела и т. п. Перемеши-
вание этих воздушных потоков с топливно-воздушными потоками, вы-
текающими из горелок, протекает недостаточно интенсивно, в резуль-
378
-тате чего кислород, содержащийся в них, используется недостаточно.
В этих случаях уменьшается доля воздуха, подаваемого через горелки:
аг = ат—Аат—ад, (17-26)
где ад— доля воздуха, используемого для вспомогательных целей.
Вследствие ухудшения использования окислителя обычно прихо-
дится увеличивать избыток воздуха в топке.
Для повышения экономичности стремятся в парогенераторе нагре-
вать возможно большую часть воздуха, поступающего в топочную ка-
меру. При определении количества воздуха, подогреваемого в воздухо-
подогревателе, и количества холодного воздуха, поступающего в виде
присосов в топочную камеру и в систему пылеприготовления, воздуш-
ный баланс представляют в долях подогретого и холодного воздуха:
ССг.в “Ь ССх.в =,01т> (17-27)
В уравнении (17-27):
VcBa + V2
Яг.в = —------доля горячего воздуха;
Д Vt -I— AV пл
ах.в =-------------доля холодного воздуха;
Vе/ — количество горячего воздуха, содержащегося в сушильном
агенте, м3/кг.
Так как в топочную камеру часть воздуха поступает в виде присо-
сов в топке и в системе пылеприготовления, а в воздухоподогревателе
имеется утечка, то для обеспечения поступления в топку требуемого
расхода воздуха в воздухоподогреватель следует подавать его в коли-
честве
,(17-28)
В уравнении (7-28):
р'=ат—Аат—Дапп+Аавп — коэффициент избытка воздуха на входе
в воздухоподогреватель,
Аавп — перетечка воздуха с воздушной стороны воздухоподогрева-
теля в газовую в долях от теоретически необходимого количества;
Вр — расчетный секундный расход топлива, кг/с.
17-4. КЛАССИФИКАЦИЯ И ОСНОВНЫЕ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ
ПОКАЗАТЕЛИ КАМЕРНЫХ ТОПОК
Пылеугольные топочные устройства могут быть классифицированы
.(рис. 17-2) последующим признакам:
по способу удаления шлаков из топочной камеры на топки
с твердым и жидким шлакоудалением;
по технологической схеме сжигания, обеспечиваемой способом вво-
да топлива, аэродинамической и тепловой организацией топочного про-
цесса и его воздушным режимом на топки с прямым вдувани-
ем и с промбункером;
по способу расположения горелок и сопл вторичного воздуха на
топки с фронтальным, встречным, угловым и встреч-
но-смещенным расположением горелок и на вихре-
вые топки;
по конфигурации и числу камер на однокамерные откры-
тые и полуоткрытые и двухкамерные топки.
379
Основной характеристикой топочных устройств парогенераторов
является их тепловая мощность Q, МВт, т. е. количество тепла, выде-
ляющегося в топке за единицу времени,
Q = BQph.
(17-29)
Для оценки интенсивности работы топочных устройств и сравне-
ния различных конструкций между собой пользуются следующими
удельными характеристиками.
Рис. 17-2. Схема классификации пылеугольных топочных устройств.
Тепловое напряжение объема топочной камеры Q/V,
МВт/м3, Гкал/(м3-ч), под которой подразумевается количество тепла,
выделяющегося в единице объема топки за единицу времени, т. е. мощ-
ность 1 м3 ее объема,
Q _BQ₽h
Ут Ут ’
(17-30)
где Ут — объем топочного пространства.
Тепловое напряжение сечения топочной
QIF?, МВт/м2, Гкал/(м2-ч),
Ft Ft
камеры
(17-31)
В формуле:
Рт = аЬ—поперечное сечение топки, м2;
а и b — соответственно ширина и глубина топки, м.
Важным технико-экономическим показателем является тепловая
мощность топки на 1 м фронта парогенератора Q/a, МВт/м,
Гкал/(м-ч),
_Q_=WjL. (17-32)
а а 4 ’
Этим показателем определяется наиболее важный размер топки
в плане—ее ширина, а следовательно, и ширина парогенератора по
фронту.
380
Наконец, для оценки эффективности использования экранов поль-
зуются величиной т е п л о в о г о напряжения поверхности на-
грева QJHa, МВт/м2,
В формуле:
фл—количество тепла, передаваемое излучением в топке поверх-
ности экранов на 1 кг топлива, МДж/кг;
Н;1— радиационная поверхность топочной камеры, м2.
Величина Q/V зависит от размеров факела, т. е. интенсивности
процесса горения, и от степени заполнения факелом топки.
При двухкамерных топках тепловое напряжение объема рассчиты-
вается для топки в целом по объему камеры сгорания и камеры охлаж-
дения и отдельно для камеры сгорания.
Экономичность топливоиспользования определяется величиной
к. п. д. парогенератора (см. § 3-3).
ГЛАВА ВОСЕМНАДЦАТАЯ
ПЫЛЕУГОЛЬНЫЕ ГОРЕЛКИ
Пылеугольные горелки служат для организованного ввода угольной
пыли и воздуха в топку. С помощью горелок и рациональной компо-
новки их в значительной мере организуется топочный процесс: устой-
чивое зажигание факела, смесеобразование, интенсивное выгорание
пыли и бесшлаковочная работа парогенератора.
Для сжигания угольной пыли применяются два основных типа го-
релок: вихревые и прямоточные.
18-1. ВИХРЕВЫЕ ГОРЕЛКИ
Вихревые горелки выполняются производительностью от 4 до 11 —
12 т/ч по АШ, что определяет их тепловую мощность от 25 до 75 МВт.
Через вихревые горелки пылевоздушная смесь и вторичный воздух
подаются в топку в виде закрученных струй, а из горелок второго ти-
па — в виде прямоточных струй.
Вихревые горелки бывают трех видов [Л. 54]:
двухулиточные горелки с улиточными закручивателями пы-
левоздушной смеси и вторичного воздуха (рис. 18-1);
улиточно-лопаточные горелки с улиточным закручива-
телем пылевоздушной смеси и аксиальным лопаточным закручивателем
вторичного воздуха (рис. 18-2);
прямоточно-улиточные горелки (рис. 18-3) с прямоточ-
ным каналом для пылевоздушной смеси и рассекателем на выходе из
него и улиточным закручивателем вторичного воздуха.
Структура струй пылевоздушной смеси, вытекающих из амбразур
вихревых горелок, в значительной мере зависит от типа и конструкции
их закручивающих аппаратов. При закручивающем аппарате в виде
спирали крутка потока зависит от параметра ab]d2 (отношение площа-
ди сечения входного патрубка закручивающего аппарата к квадрату
диаметра выходного сечения), значение которого рекомендуется в пре-
делах 0,4—0,6. Лопаточные аппараты выполняются с тангенциальными
поворачивающимися или неподвижными лопатками на входе в канал
вторичного воздуха или с осевыми лопатками на выходе из канала вто-
ричного воздуха. Воздух входит в лопаточный аппарат с направлением,.
381
параллельным оси горелки. Лопатки образуют каналы, из которых воз-
дух вытекает в виде струй, наклоненных к продольной оси горелки под
некоторым углом.
В двухулиточных и улиточно-лопаточных вихревых горелках пыле-
воздушной смеси и вторичному воздуху сообщается закрученное дви-
жение с одинаковым направлением вращения. В прямоточно-улиточных
W
Рис. 18-1. Пылеугольная вих-
ревая двухулиточная горелка,
1 — короб воздуха для форсунки;
2 — улитка пылевоздушной смеси,
3 — улитка вторичного воздуха.
4 — труба пылевоздушной смеси,
5 — труба мазутной форсунки; 6 —
труба внутренняя; 7 — фланец не-
сущий; 8 — шибер с механизмом
поворота.
горелках раскрытие факела достигается установкой рассекателя в вы-
ходном сечении канала первичного воздуха и закруткой потока вторич-
ного воздуха.
Горелки с направлением закручивания по часовой стрелке, если
смотреть со стороны улитки аэросмеси, называют правыми, а с обрат-
ным направлением крутки потоков—левыми. Благодаря закрутке по-
токи пылевоздушной смеси и вторичного воздуха в топочной камере
382
распространяются в виде двух концентрически расположенных усечен-
ных полых конусов, причем внутри находится конус пылевоздушной
смеси, имеющий несколько больший угол раскрытия для лучшего пере-
мешивания со вторичным воздухом. В осевой области раскрывающейся
струи создается разрежение, вызывающее приток горячих продуктов
сгорания к корню факела с его внутренней стороны. Поэтому при по-
даче пылевоздушной смеси через вихревые горелки зажигание факела
происходит как по внешней, так и по внутренней поверхности, что уве-
личивает удельный периметр воспламенения и интенсифицирует как
процесс воспламенения, так и горения. Значение внутренней рецирку-
ляции продуктов сгорания для зажигания больше, так как они изоли-
рованы от экранных поверхностей и на траектории возврата к корню
факела не охлаждаются. Кроме того, рециркулирующие продукты сго-
383
рания непосредственно соприкасаются с пылевоздушной смесью. Чтобы
способствовать большему раскрытию факела, амбразуру вихревых го-
релок выполняют конической.
Улиточно-лопаточные вихревые горелки выполняют одно- и двух-
поточными по вторичному воздуху. В них закрутка вторичного воздуха
осуществляется осевыми лопаточными аппаратами, а пылевоздушной
смеси — улиточными закручивателями.
Рис. 18-3. Прямоточно-улиточная горелка.
'7 — конус с приводной штангой; 2 — раструб; 3 — труба пылевоздушной смеси; 4 — улитка; 5 —па-
трубок; 6 — шибер с механизмом поворота; 7— фланец несущий; 8 — отверстие для установки за-
пальника, фотодатчика и растопочной форсунки.
В прямоточно-улиточной вихревой горелке пылевоздушная смесь
подается прямоточно по центральной цилиндрической трубе. На выходе
из нее пылевоздушный поток, омывая конический рассекатель, раскры-
вается. Вторичный воздух, поступающий через улиточный закручива-
гель, зави^сривает факел. Угол раскрытия рассекателя рекомендуется
принимать в пределах 90—120°.
Первичный,
'j воздух с
Рис. 18-4. Горелка ВТИ с завихриваю-
щими лопатками.
1 — патрубок пылевоздушной смеси; 2 — па-
трубок вторичного воздуха; 3—насадок с за-
вихривающими лопатками.
Главное преимущество этих горелок
заключается в меньшем аэродина-
мическом сопротивлении тракта пер-
вичного воздуха.
Для зажигания пылевоздушной
смеси в горелку монтируется ма-
зутная форсунка производитель-
ностью до 2 т/ч. Тепловая мощность
растопочных форсунок должна со-
ставлять не менее 30% мощности
пылеугольной горелки. Для розжига
мазутной форсунки горелки снаб-
жаются дистанционными электрога.
зовыми запальниками.
Снижение производительности
вихревых горелок однопоточных по
вторичному воздуху допускается до
70% номинальной, а двухпоточ-
ных— до 60%. При этом скорость в
пылепроводах по условиям пред-
384
отвращения сепарации пыли не должна быть ниже допустимых норма-
ми расчета пылеприготовления [Л. 2].
К вихревым также относится горелка ВТИ с завихривающи-
ми лопатками (рис. 18-4), применяемая для сжигания каменных и
бурых углей в вертикальном циклонном предтопке ВТИ. В ней пыле-
воздушная смесь и вторичный воздух подаются через патрубки 1 и 2
и концентрические каналы. В конце каналов устанавливаются завихри-
вающие лопатки.
Вихревые горелки, как обладающие высокой устойчивостью зажи-
гания, рекомендуются преимущественно для сжигания пыли АШ, полу-
антрацитов и тощих углей в открытых и полуоткрытых топках с твер,-
дым и жидким шлакоудалением. Эти горелки могут быть использова-
ны и для сжигания топлив с большим выходом летучих. Вихревые го^
релки рекомендуется располагать на парогенераторах производительно-
стью до 70 кг/с встречно на боковых стенах, а на парогенераторах
большей производительности — встречно на широких фронтовой и зад-
ней стенах в один, два и более ярусов.
Оптимальная скорость выхода пылевоздушной смеси из вихревой
горелки составляет 14—16 м/с, в мощных горелках может быть увели-
чена до 20—22 м/с, оптимальная скорость вторичного воздуха — соот-
ветственно 18—21 и 26—30 м/с.
Вихревые горелки хорошо зарекомендовали себя на парогенера-
торах средней производительности, на которых их можно располагать
сравнительно просторно. При свободном раскрытии реализуется основ-
ное их достоинство—создание во внутренней полости зоны рецирку-
ляции, обеспечивающей устойчивое зажигание. С переходом к мощным
и сверхмощным парогенераторам роль самих горелок в организации
топочного процесса уменьшилась. В этих парогенераторах важное зна-
чение для организации топочного процесса имеет взаимодействие фа-
келов, определяемое способом компоновки горелок. Вследствие плохо-
го взаимодействия сильно раскрытых завихренных факелов при пло-
хом заполнении ими топочного объема вихревые горелки на крупных
парогенераторах все больше вытесняются щелевыми горелками. Этому
также способствуют имеющиеся недостатки в работе вихревых горелок.
Горелки большей производительности крупногабаритны и имеют амбра-
зуры больших размеров. Так, например, для горелок производительно-
стью 11 т/ч по АШ амбразура выполняется диаметром 1480 мм в ци-
линдрической части и 1625 мм в устье конической части.
Мощным излучением и проникновением горячих продуктов сгора-
ния в амбразуры большого размера металлические насадки и рассека-
тель горелки сильно нагреваются и обгорают. В этих условиях нена-
дежно работают прямоточно-улиточные горелки. Для уменьшения обго-
рания и повышения надежности работы горелки амбразуры стали вы-
полнять цилиндрическими. Но это связано с уменьшением раскрытия
факела, т. е. противоречит основному принципу работы вихревых го-
релок. В завихренном потоке происходит расслоение воздуха и пыли.
Пыль оттесняется к периферии цилиндрического канала и неравномер-
но распределяется в потоке первичного воздуха на выходе из горелки.
Неравномерно и распределение скоростей. Имеются и конструктивные
недостатки. Вихревые горелки громоздки, сложны в изготовлении, тре-
буют сложной разводки экранных труб у больших круглых амбразур.
И, наконец, вихревые горелки обладают повышенным аэродинамиче-
ским сопротивлением и подвержены большему износу пылевоздушным
потоком.
25—54 1
385
18-2. ПРЯМОТОЧНЫЕ ГОРЕЛКИ
Прямоточные горелки подразделяются на неподвижные и пово-
ротные.
Прямоточные горелки по конструкции просты, состоят из прямо-
угольных каналов для подачи пылевоздушной смеси и вторичного воз-
духа.
По расположению каналов первичного и вторичного воздуха име-
ются следующие типы прямоточных горелок:
щелевые горелки с внешней подачей вторичного воздуха;
горелки с внешней подачей первичного воздуха;
горелки с чередующимся по высоте расположением нескольких ка-
налов первичного и вторичного воздуха.
В щелевой горелке с внешней подачей вторично-
го воздуха (рис. 18-5) пылевоздушная смесь через пылепровод под-
водится к входному круглому патрубку 1, переходящему в несколько,
каналов 2 прямоугольного сечения, которые имеют поворотные насад-
ки 4, вторичный воздух подается через короб 3 в пространство между
каналами пылевоздушной смеси. При выходном сечении, близком
к квадрату, горелка выдает дальнобойный факел. Внешняя же подача
вторичного воздуха ухудшает условия зажигания и развития процесса
горения.
386
Для улучшения условий воспламенения были предложены горел-
ки с внешней подачей пылевоздушной смеси. На
рис. 18-6 показана пылеугольная щелевая горелка МЭИ с внешней по-
дачей пылевоздушной смеси. Для уменьшения дальнобойности и обес-
печения быстрого распространения воспламенения по всему сечению
факела горелку выполняют щелевой формы, т. е. с большим отноше-
нием //Z>o = 34-6, где I и Ьо—высота и ширина горелки.
Рис. 18-6. Пылеугольная щелевая горелка МЭИ с внешней пода-
чей пылевоздушной смеси.
1 — патрубок пылевоздушной смеси; 2 — патрубок вторичного воздуха;
3 — каналы пылевоздушной смеси; 4 — канал вторичного воздуха; 5 — от-
бойные плиты в каналах пылевоздушной смеси.
В этих горелках для каменных и буры,х углей для улучшения сме-
шения вторичного воздуха с пылевоздушной смесью перегородки между
каналами первичного и вторичного воздуха не доводят до выходного
сечения, а выполняют короткими, создавая участок предварительного
смешения. В случае необходимости усиления зажигания выходную
часть горелки выполняют с плавным раскрытием для повышения устой-
чивости зажигания аэродинамическим торможением периферийных сло-
ев. Горелка предназначена для сжигания топлив как с малым, так и
с большим выходом летучих.
Горелка выполняется в двух варианта^: с горизонтальным распо-
ложением патрубка для подачи пылевоздушной смеси и приспособлен-
ного для вертикального подвода пылепровода, что улучшает условия
компоновки и трассировки пылепроводов и обеспечивает более равно-
мерное распределение пыли во входном сечении патрубка.
Для обеспечения более равномерного распределения угольной пыли
и воздуха по сечению горелки и в особенности по ее высоте во втором
варианте горелка по каналу для подачи пылевоздушной смеси выпол-
няется состоящей из унифицированных элементов в едином корпусе,
каждый из которых представляет собой канал прямоугольного сечения
с резким поворотом на 90° в вертикальной плоскости. Резкий поворот
осуществлен установкой в канале отражающих плит под углом 45°. Для
25* 387
уменьшения сопротивления на участке поворота верхняя стенка канала
выполнена обтекаемой формы. Все каналы идентичны и одинакового»
размера, различны лишь длины прямых начальных и конечных участ-
ков перегородок между ними.
На рис. 18-7 показан блок угловых прямоточных горе-
лок, включающий по высоте четыре пылеугольные и две мазутные
щелевые поворотные горелки для
парогенератора энергоблока мощ-
ностью 550 МВт.
При угловой компоновке приме-
няются также прямоточные щеле-
вые поворотные горелки. В поворот-
ной горелке конструкции ЗиО
(рис. 18-8) сопла первичного 2 и
вторичного 4 воздуха поворачива-
ются на шарнирах 5 вверх от гори-
зонтальной плоскости на 12° и вниз
на 20°. Поворотом горелки пользу-
ются при наладке топочного процес-
са и для регулирования температу-
ры перегрева пара.
Горелка БПК-ОРГРЭС (рис.
18-9) имеет на выходе из прямо-
угольного канала первичного возду-
ха плоский рассекатель. В топочной
камере, снабженной горелками
БПК-ОРГРЭС, отдельные факелы
между собой плохо взаимодейству-
ют. Эти горелки работают преиму-
щественно по принципу индивиду-
ального действия. Их устанавлива-
ют на одной фронтовой либо встреч-
но на двух противоположных сте-
нах. Эти горелки применяют для
углей как с малым, так и большим
выходом летучих.
Рис. 18-7. Угловая пылеугольная го
релка.
Плоскофакельная горелка ЦКТИ-ТКЗ-ВоГРЭС (рис. 18-10)
состоит из двух труб вторичного воздуха 1, направленных друг к другу
под углом 60°, между ними также симметрично относительно оси го-
релки расположены две трубы 2 для подачи первичного воздуха с уголь-
ной пылью, направленные друг к другу под углом 40°. Точка пересе-
чения осей труб вторичного воздуха удалена от торцевой плоскости го-
релки на расстоянии, равном 2,2 D%, где П2—диаметр труб вторичного
воздуха. По оси сопл вторичного воздуха расположены газовые нако-
нечники 3, а по оси горелки установлена плоскофакельная паромехани-
ческая мазутная форсунка 4.
На парогенераторах производительностью до 64 кг/с (230 т/ч) го-
релки располагаются встречно на боковых стенах, а на парогенерато-
рах большей производительности — встречно на фронтовой и задней
стенах. Использование соударения струй позволяет регулировать поло-
жение факела по высоте топочной камеры изменением количественного
соотношения в подаче вторичного воздуха через верхнюю и нижнюю
трубы.
388
Горелка предназначена для сжигания твердых топлив как с ма-
лым, так и большим выходом летучих, а также для мазута и природ-
ного газа. При сжигании пылевидных топлив скорость выхода первич-
ного воздуха рекомендуется в пределах 25—30 м/с, а вторичного —
40—50 м/с. Плоскофакельные горелки выполняют производительностью
по АШ до 3 кг/с (10 т/ч).
Рис. 18-8. Угловая поворотная горелка ЗиО.
1 фланец для присоединения пылепровода; 2 — сопло первичного воздуха; 3 — короб вто-
ричного воздуха; 4 — сопло вторичного воздуха.
389
При отсутствии внешних сил потоки, вытекающие из прямоточных
горелок, двигаются в виде плоских струй, что позволяет организовать
их хорошее взаимодействие в топочной камере. Поэтому при примене-
нии прямоточных горелок способ их компоновки имеет большее значе-
ние для организации топочного процесса, чем их индивидуальные свой-
ства. Как хорошо взаимодействующие, прямоточные горелки применяют
при угловой, встречной, встречно-смещенной и фронтальной компо-
новке.
Б~Б
Рис. 18-9. Пылеугольная щелевая горелка БПК-ОРГРЭС.
1 — подводящее колено; 2 — переходный патрубок; 3 — чугунный раструб; 4 — рассекатель;
5 — короб вторичного воздуха; 6 — рычажная передача; 7 — шток; 8 — шибер.
Сравнивая прямоточные горелки с вихревыми, следует указать, что
при использовании вихревых горелок в организации процесса превали-
рующее значение приобретают свойства самих горелок.
При использовании щелевых горелок растопочные мазутные фор-
сунки устанавливают под ними или на стенах, примыкающих к стенам,
на которые установлены основные горелки, несколько ниже них.
390
Рис. 18-10. Плоскофакельная горелка ЦКТИ и Ворошиловградской ГРЭС,
/—трубы вторичного воздуха; 2 — трубы для подачи первичного воздуха с угольной пылью;
3 — газовые наконечники; 4 — плоскофакельнэя паромеханическая мазутная форсунка.
18-3. РАСЧЕТ ПЫЛЕУГОЛЬНЫХ ГОРЕЛОК
Расчет горелок производится после разработки технологической
схемы сжигания, выбора и расчета системы пылеприготовления и со-
ставления воздушного баланса парогенератора. Совместно с расчетом
горелок производится трассировка пылепроводов и воздуховодов, вы-
бор пылепитателей с их расчетом.
Для надежной и экономичной работы парогенератора необходимо
обеспечить равномерное распределение воздуха и топлива по горелкам
во всем диапазоне рабочих нагрузок. Воздуховоды и пылепроводы
должны проектироваться, а пылепитатели выбираться по типу и числу
так, чтобы удовлетворить это условие.
Расчет горелок является одним из этапов проектирования топок,
который включает также определение способа компоновки горелок на
стенах топки, определение объема, сечения и ширины топочной камеры,
а также расчет теплопередачи в ней.
В расчет пылеугольных горелок вводит выбор типа и производи-
тельности горелки; определение сечения каналов пылевоздушной смеси
и вторичного воздуха; расчет закручивающих аппаратов вихревых го-
релок; определение сопротивления горелки по тракту первичного и вто-
ричного воздуха.
Тип горелки выбирается в соответствии с технологическим и аэро-
динамическим способом организации пылевидного сжигания по сорту
топлива. Число горелок выбирается в зависимости от паропроизводи-
тельности парогенератора и способа компоновки горелок.
Количественными характеристиками горелок являются производи-
тельность, т. е. количество топлива, подаваемого через нее в топку
391
в единицу времени, Вг, кг/с, и тепловая мощность, выражаемая коли-
чеством тепла Qr, МВт, выделяемого этим топливом. Связь между ни-
ми имеет вид:
Qr = BrQpH. (18-1)
Тепловая мощность горелки определяется по 'формуле
Qr = ^_. (18.2)
В формуле:
В — расход топлива на парогенератор, кг/с;
т — число горелок на парогенератор, шт.
Производительность горелки определяют по расходу данного рода
топлива на горелку, Вг, кг/с:
вг=А. (18.3)
Для получения сравнительных данных горелок, предназначенных
для различных топлив, производительность их относят к одному сорту
твердого топлива, чаще всего к АШ.
Производительность горелки Русл, кг/с, также условно определяют
по количеству пара, вырабатываемого на одну горелку:
А-=4- (18-4)
Выходное сечение канала пылевоздушной смеси при подаче уголь-
ной пыли отработанным сушильным агентом Л, м2,
n Vo.c.a/ /1 -f- 27 3 р0 /1 Q
~~ Wt 273 ТГ *
В формуле:
Vo.с.а — количество влажного отработанного сушильного агента,
определяемое соответственно по (14-43), м3/с;
I — доля отработанного сушильного агента, используемого в каче-
стве среды для транспорта пыли в горелки;
и pi — температура и давление транспортирующего агента,
°C, МПа;
Wi— скорость пылевоздушной смеси на выходе из горелки, м/с;
Ро— 0,1013 МПа (760 мм рт. ст.).
При подаче пыли горячим воздухом
р ___ V1 6 4-273 р0 П8-6>
273 Р1’
где Vi — количество первичного воздуха, м3/с.
В установках с подачей пыли отработанным сушильным агентом
количество первичного воздуха определяется по формулам (17-15),
(17-17) и (14-51) и проверяется по рекомендуемым значениям, при-
веденным в табл. 20-1; в установках с подачей пыли горячим возду-
хом— выбирается по той же таблице.
Выгодное сечение канала вторичного воздуха F2, м2,
<18'7>
mw 2 in Pi
В формуле:
V2— расход вторичного воздуха, м3/с;
W2—скорость вторичного воздуха, м/с.
392
Количественное разделение воздуха на первичный и вторичный и
выбор скорости их выхода из горелок производятся в зависимости от
реакционных свойств топлива, типа горелок, способа их расположения
на парогенераторе и условий организации зажигания в рассматривае-
мой топке. Рекомендуемые скорости первичного и вторичного воздуха
на выходе из горелок приведены в табл. 18-1, составленной на осно-
вании статистических данных длительной экономичной эксплуатации
парогенераторов в зависимости от сорта топлива и типа топочного и го-
релочного устройств.
Таблица 18-1
Скорости пылевоздушной смеси 1Г1, вторичного 1Гг и сбросного
воздуха на выходе из горелок [Л. 3]
Тип горелок Тепловая мощ- ность горелок, Гкал/ч Антрацитовый штыб и тощие угли Каменные и бурые угли
м/с W2, м/с м/с W2, м/с №2/№1
Двухулиточные 20 14—16 18—21 1,3—1,4 20—22 26—28 1,3—1,4
30 14—16 18—21 1,3—1,4 22—24 28—30 1,3—1,4
45 16—18 22—25 1,3—1,4 22—24 28—30 1,3—1,4
65 18—20 26—30 1,4—1,5 24—26 30—34 1,3—1,4
Прямоточно-улиточные 20 14—16 17—19 1,2—1,3 18—20 22—25 1,2—1,3
30 14—16 17—19 1,2—1,3 18—20 22—25 1,2—1,3
Улиточно-лопаточные 30 18—20 25—28 1,3—1,4 22—24 30—34 1,3—1,4
45 18—20 25—28 1,3—1,4 22—24 30—34 1,3—1,4
65 20—22 28—30 1,4—1,5 24—26 34—36 1,4—1,5
Прямоточные1 20 18—20 28—30 1,5—1,6 24—26 36—42 1,5—1,6
30 18—20 29—32 1,6—1,7 26—28 42—48 1,6—1,7
45 20—22 34—37 1,6—1,7 28—30 48—50 1,6—1,7
Прямоточные при мельни- 20 -— — — 15—20 40 2,0—2,5
цах-вентиляторах1 »2 45 -— — — 15—20 50—60 3,0—3,3
Прямоточные с централь- 20 26—28 30—34 1,2—1,3 27—29 42—45 1,5—1,6
ным или односторонним 30 27—29 32—36 1,2—1,3 28—30 46—48 1,6—1,7
вводом вторичного воз- духа1 Многощелевые, межтруб- 45 28—30 36—38 1,3—1,4 29—31 48—50 1,6—1,7
20 -— — — 22—24 32—34 1,4
ные потолочные для 30 -— Ill — 24—26 34—36 1,4
двухкамерных топок 45 ’— — — 24—26 34—36 1,4
Встречно-смещенные 20—30 — — — 24—30 32—45 1,3—1,5
Винто-лопаточные для 50 203 60—70s 3,0—3,5 304 60—703 2,0—2,3
вертикальных циклонов 100 20 60—70 3,0—3,5 30 60—70 2,0—2,3
140 20 60—70 3,0—3,5 30 60—70 2,0—2,3
Двухулиточные для гори- 50 -— — — 23—25 130—1503 5,5—6,0
зонтальных циклонов 75 -— — — 23—25 130—150 5,5—6,0
(дробленка) 100 -— — — 23—25 130—150 5,5—6,0
Прямоточные для гори- 50 —— — — 20—22 100—1203 5-6
зонтальных циклонов 75 — 20—22 100—120 5-6
(грубая пыль) 100 — — — 20—22 100—120 5-6
Сбросные сопла — — 35—45 — —
J При угловой KOMttOHOBie горелок.
2 Для бурых углей.
s Скорость в шлицах.
4 Скорость в живом сечении между лопатками.
393
В топках с прямым вдуванием горелки рассчитываются по количе-
ству отработанного сушильного агента и воздушному балансу при но-
минальной нагрузке парогенератора, а также при одной или большем
числе отключенных мельниц. Отключение мельниц бывает связано с их
ремонтом, профилактическим обслуживанием, с уменьшением нагрузки
парогенератора и др. В топкая с промбункером и шаровыми барабан-
ными мельницами расчет производится при номинальной производи-
тельности парогенератора и работе всех мельниц на оптимальной на-
грузке.
Сопротивление горелки по тракту первичного или вторичного воз-
духа Др, Па,
Д/> = ^Р- (18-8)
В формуле:
£— коэффициент сопротивления по первичному или вторичному
воздуху;
W и р — выходная скорость и плотность первичного или вторично-
го воздуха, м/с и кг/м3.
Коэффициент сопротивления по тракту вторичного воздуха берется
как для чистого газа, а по тракту первичного £ берется как для за-
пыленного воздуха. Для двухулиточных горелок с цилиндрическим
устьем £1 = 5,0, а с коническим устьем — 7,0; для горелки ВТИ с зави-
хривающими лопатками—1,85; прямоточно-улиточных при угле рас-
крытия 120° — 3,0, при угле раскрытия 90° — 2,0; при этом в первом
типе горелок скорость относится к устью горелки, а во втором — к се-
чению цилиндрической части канала; для прямоточно-улиточных горе-
лок с рассекателем БПК-ОРГРЭС — 2,2; щелевые горелок с внутрен-
ним вводом вторичного воздуха—1,7; сбросных горелок с круглым или
прямоугольным сечением — 1,2.
В случае вихревых горелок рассчитывается также и закручиваю-
щий аппарат. Этот расчет можно произвести по методике, изложенной
в [Л. 55].
После определения размеров каналов горелки для подачи первич-
ного и вторичного воздуха конструируют горелку в целом в соответ-
ствии с ее типом применительно к конкретным условиям и рассчитыва-
ют конструктивные размеры горелок [Л. 54, 55].
К конструкции пылеугольных горелок предъявляются следующие
требования: горелка должна обеспечивать равномерное распределение
скоростей и концентрации пыли в пылевоздушной смеси в своем выход-
ном сечении и скорости в выходном сечении вторичного воздуха, малое
аэродинамическое сопротивление, удобное расположение и простая кон-
струкция патрубков для присоединения пылепроводов и воздухопрово-
дов, компактность с учетом места установки и конструктивная простота
горелки, удобство эксплуатации и ремонта, высокая износостойкость и
надежность работы.
После завершения проектирования горелки и выявления ее раз-
меров определяют сопротивление горелки по первичному и вторичному
воздуху.
Основным требованием к компоновке вихревых горелок является
обеспечение определенных расстояний между горелками и между ними
и стенами, необходимых для достаточного раскрытия факелов.
Ниже приводятся эти расстояния в зависимости от величины диа-
метра выходного сечения амбразуры Ра-
394
Расстояние от осей крайних горелок до примыкающих стен . . (1,4-т-1,6)£>а
Расстояние от оси нижнего ряда горелок до начала ската во-
ронки ......................................................(1,44-1,6) Оа
Расстояние от оси нижнего ряда горелок до верха шлаковых
леток в топках с жидким шлакоудалением......................(1,84-2,2)Da
Расстояние между осями горелок по горизонтали:
при однорядном расположении.........................(2,2-^2,5)Da
при двухрядном шахматном расположении...............(3,54-4,0)Z)a
при двухрядном коридорном расположении..............(2,54-3,0)Da
Расстояние между осями горелок по вертикали:
при шахматном расположении.........................(2,04-2,5) £>а
при коридорном расположении..........................(2,5-h3)Z)a
Расстояние между стенами, на которых установлены горелки . (54-6,0)Da
Расстояние до противоположной стены при однофронтальном
расположении...................... .........................(44-5) £>а
Компоновку и компоновочные размеры при применении щелевых
горелок определяют в зависимости от способа организации пылевидно-
го сжигания и сорта топлива.
В топках с промбункером часть отработанного сушильного агента,
а при подаче пыли горячим воздухом — все количество подается в топ-
ку через сбросные горелки.
В зависимости от конструкции экранов в топке сбросные горелки
могут быть выполнены круглого или прямоугольного сечения. В топках
с встречной компоновкой горелок сбросные горелки рекомендуется рас-
полагать выше основных горелок на тех же или примыкающих стенах.
Выходная скорость в сбросных горелках может быть принята 45 м/с.
Диаметр пылепроводов определяется по количеству сушильно-
транспортирующего агента и его скорости, равной 25—30 м/с [Л. 2].
Трассировка пылепроводов и воздухопроводов оказывает влияние
на надежность работы топочного устройства. По условиям предотвра-
щения сепарации пыли и равномерного распределения скорости и кон-
центрации пыли во входном патрубке горелок предпочтительной являет-
ся трассировка с восходящим и нисходящим участками пылепроводов.
В случае топочных устройств с прямым вдуванием при такой трасси-
ровке с участками, наклоненными под углом 30° к горизонту, скорость
пылевоздушной смеси при уменьшении нагрузки может быть снижена
до 16 м/с, а при горизонтальных пылепроводах — до 19 м/с.
При трассировке пылепроводов и воздухопроводов стремятся со-
здать одинаковое давление перед горелками, расположенными на раз-
личных стенах топки.
Для большей компактности, лучших удобств для обслуживания при
одновременном уменьшении капитальных затрат горелки стремятся
выполнить с возможно большей производительностью, допустимой по
условиям надежной организации топочного процесса, при соответствен-
ном уменьшении как их числа, так и числа пылепроводов.
Для равномерной подачи пыли по горелкам и регулирования ее рас-
хода число пылеприводов принимается равным числу пылепитателей
и горелок. На топках парогенераторов малой и средней производитель-
ности от одного пылепитателя через раздваивающийся пылепровод
можно подавать угольную пыль к двум горелкам. К циклонным каме-
рам сгорания двухкамерных топок, например к предтопкам ВТИ, с од-
ной горелкой большой производительности угольная пыль подается по
двум пылепроводам.
395
ГЛАВА ДЕВЯТНАДЦАТАЯ
ПЫЛЕУГОЛЬНЫЕ ТОПКИ С ПРЯМЫМ ВДУВАНИЕМ
19-1. ОБЩИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ КАМЕРНЫХ ТОПОК
Назначением камерного топочного устройства является превращение
химической энергии топлива путем его сжигания в тепловую энергию
продуктов сгорания. Часть этой энергии передается радиацией топоч-
ным экранам, а остальная часть — энтальпия горячих продуктов сгора-
ния— используется в конвективных поверхностях нагрева. Топочная
камера, предназначенная для сжигания топлива, выполняется полно-
стью экранированной. На стенам топки размещаются панели из верти-
кальных труб 0 38—60 мм с шагом S/d= 1,05-4-1,10. В верхней и ниж-
ней части топочной камеры экранные трубы выводятся через стены и
присоединяются к коллекторам (трубам 0 219—273 мм). Нижний кол-
лектор экрана служит для подачи рабочего тела в экранную систему.
Через верхние коллекторы рабочее тело выходит за пределы топки по-
сле прохода через экранные трубы, в которых энтальпия рабочего тела
повышается. Чтобы интенсифицировать теплопередачу и снизить тем-
пературу газов на выходе из топочной камеры, в ней размещают шир-
мовые поверхности, а в некоторых случаях двусветные экраны, которые
разделяют топочную камеру на несколько секций. Это конструктивное
мероприятие также применяется для уменьшения габаритов топочной
камеры. Топочными экранами и ширмовыми поверхностями восприни-
мается 50% и более тепла, передаваемого в парогенераторе рабочему
телу.
Камерная топка парогенератора представляет собой первую по хо-
ду продуктов сгорания ша,хту при П-образной его компоновке, сред-
нюю— при Т-образной или нижнюю часть шахты — при башенной. То-
почную камеру преимущественно выполняют в виде прямоугольного
параллелепипеда. Топки мощных парогенераторов выполняют в плане
в виде вытянутого прямоугольного или, реже, более сложного, напри-
мер восьмигранного, сечения.
При сжигании твердых топлив с легкоплавкими минеральными
примесями необходимо охлаждать продукты сгорания в топочной каме-
ре настолько, чтобы температура газов перед фестоном или фестониро-
ванной частью конвективного пакета, расположенного в верхнем гори-
зонтальном газоходе, была не выше значений, приведенных в табл. 19-1
(не выше температуры начала деформации золы). При этих температу-
рах обеспечивается затвердевание содержащихся в газах капелек рас-
плавленной золы. В противном случае произойдет шлакование располо-
женные за топкой фестона и полурадиационных поверхностей. При
расположении ширм в верхней части топки температура на входе в них
для шлакующихся топлив принимается не выше 1200°С, для нешлакую-
щихся (типа экибастузского угля) — не выше 1250°С, для сильношла-
кующихся бурых углей (типа канско-ачинских) и сланцев — не выше
1100°С. В фестонированной части конвективного пакета газы должны
охлаждаться не менее чем на 50°С.
С целью предохранения конвективных пучков, расположенных
в опускной шарсте, от заноса отложениями температура перед ними при-
нимается не выше значений приведенных в табл. 19-2.
В топках, предназначенных для сжигания топлив с тугоплавкой
золой, газообразных и жидких топлив производится глубокое охлаж-
дение газов в связи с тем, что при высоких температурах передача теп-
ла топочным экранам излучением более эффективна, чем передача теп-
396
Таблица 19-1
Допустимые температуру газов перед фестоном или фестонированной частью
конвективного пакета, расположенного в верхнем горизонтальном
газоходе [Л. 3]
Топливо Температу- ра газов, °C Топливо Температу- ра газов, °C
Антрацитный штыб (АШ), полу- 1050 Подмосковный Б 100®
антрациты (ПА) и тощие Ангренский Б 950
угли (Т) Канско-Ачинские Б (ирша-бо- 950
Донецкий ГСШ 1000 родинский, назаровский, бе-
Кизиловский Г и отсевы 1050 резовский)
Кемеровский СС 1050 Фрезерный торф 950
Томь-Усинский (открытые раз- 1050 Сланцы северо-западных место- 900
работки) рождений
ла конвекцией в конвективных поверхностях нагрева. При расчете этих
топок оптимальное значение температуры газов на выводе из топки
определяется технико-экономическим расчетом.
Шлак, выпадающий в нижней части топочной камеры, непрерывно
удаляется в твердом или жидком состоянии. Для твердого шлакоуда-
ления в нижней части камеры, придавая экранам фронтовой и задней
стен большой наклон (55—60°), выполняют холодную шлаковую ворон-
ку. Выпадающий шлак скатывается по экранированным холодным по-
верхностям воронки в шлакоприемное устройство, откуда в остывшем
состоянии механически удаляется в канал гидрозолоудаления. В паро-
Та блица 19-2
Температура газов перед опускной конвективной шахтой [Л. 3]
Топливо Температура, °C
Шахматный пучок Коридорный пучок
Шлакующее 800 850
То же при больших промежутках между трубами Si—d^lOO мм, 850 850
S2—d 100 мм Не шлакующее 900 950
Сланцы северо-западных месторождений 600 700
генераторах с жидким шлакоудалением нижняя часть топочной камеры
выполняется в виде пода, через летку которого при высоких темпера-
турах шлак удаляется в легкотекучем состоянии. В однокамерных топ-
ках с твердым шлакоудалением доля золы, улавливаемой со шлаком,
невелика и составляет 0,1—0,15. Основная часть золы уносится продук-
тами сгорания через конвективные газоходы и затем осаждается в зо-
лоулавливающцх устройствах. При жидком шлакоудалении в топке
улавливается золы больше, чем при твердом.
Твердое шлакоудаление рекомендуется для сжигания фрезерного
торфа, сланцев, всех бурых углей, особенно с тугоплавкой золой /о>
>1400°С), каменных углей с Vr>12% и Лп>1,43.
В верхней части задней стены топки иногда выполняют выступ,
который улучшает заполнение камеры факелом и способствует более
равномерному омыванию газами ширм и первых пакетов конвективных
поверхностей нагрева.
397
Камерная топка должна быть экономичной в работе, обеспечивая
высокую полноту сгорания топлива при возможно меньшем коэффи-
циенте избытка воздуха для повышения к. п. д. парогенератора, на-
дежной в работе в пределах нагрузки от 50 до 100% для высокореакци-
онных топлив и 60—100% для малореакционны^ при непрерывной кам-
пании парогенератора 3000—4000 ч и работе его в течение 2 лет без
капитального ремонта.
Обеспечивая возможность сжигания различных видов топлив, ка-
мерная топка должна иметь малые капитальные, а также эксплуата-
ционные затраты, связанные с расходом энергии на подготовку топлива
к сжиганию, на подачу топлива и воздуха в топочную камеру, на уда-
ление газов и шлаков, а также с расходом на ведение эксплуатации
и ремонт.
С увеличением мощности парогенератора объем топочной камеры
увеличивается пропорционально кубу ее линейного размера, а поверх-
ность стен — квадрату его. Вследствие этого поверхность размещаемых
на стенах камеры экранов, приходящаяся на единицу ее объема, с уве-
личением производительности парогенератора уменьшается и для
обеспечения допустимой температуры газов на выходе из топки при-
ходится значительно увеличивать габариты топочной камеры по срав-
нению с габаритами, необходимыми по условиям горения топлива. Су-
щественным является увеличение радиационной теплопередачи в топоч-
ной камере и усиление положительно влияющей на нее интенсификации
процесса сжигания пылевидного топлива с целью избежания чрезмер-
ного увеличения габаритов топочной камеры парогенераторов большой
производительности. Для снижения стоимости камерную топку целе-
сообразно выполнять правильной геометрической формы.
На энергетических парогенераторах применяют различные системы
пылеугольных топочных устройств, которые можно свести к нескольким
основным типам, представленным на рис. 17-2 схемой классификации.
Тип топочного устройства выбирается в зависимости от физико-хи-
мических свойств и состава топлива (горючей массы, минеральной части
и влаги), производительности и конструкции парогенератора с учетом
экономичности и надежности работы, а также стоимости парогенерато-
ра и его ремонта.
Антрацитовый штыб, полуантрациты, тощие и твердые каменные
угли целесообразно сжигать в камерных топках с промбункером. Бу-
рые и каменные угли с высокой влажностью, большой зольностью и
с высокой температурой ее плавления, сланцы и фрезерный торф —
в камерных топках с прямым вдуванием и в основном с твердым шла-
коудалением.
Для сжигания бурых углей, фрезерного торфа, сланцев и камен-
ных углей с выходом летучих Уг^30% и кЛо^>1,2 широкое распростра-
нение получили топки с прямым вдуванием с молотковыми мельница-
ми, а в случае сжигания высоковлажных бурых углей и фрезерного
торфа применяются мельницы-вентиляторы. Эти топки усовершенство-
вались от установок с открытыми амбразурами до топки с высокона-
порными горелками.
При сжигании шлакующих топлив с легкоплавкой золой, а также-
низкореакционных топлив с благоприятными температурными и вязко-
стными характеристиками золы и шлака, например назаровские угли
Канско-Ачинского бассейна, применяют топки с жидким шлакоудале-
нием.
398
Растопка пылеугольных топок обычно производится на мазуте.
Растопочные мазутные форсунки устанавливают внутри пылеугольных
горелок или под ними на той же или на примыкающей стене.
19-2. ТОПКА С ОТКРЫТЫМИ АМБРАЗУРАМИ
Топка с открытыми амбразурами изображена на
рис. 19-1.
Топливо в мельницы 1, расположенные перед фронтом парогенера-
тора, поступает через течку 2, а воздух — через воздуховоды 3. Уголь-
ная пыль из мельниц через установленные над ними сепарационные
шахты 4, которые верхней горизонтальной частью присоединены к топ-
ке, подается отработанным сушиль-
ным агентом в горелки 5. Вторичный
воздух подается через шлицы — 6.
Таким образом система пылепода-
чи совмещена с системой пылеприго-
товления.
Первоначально горелочными
устройствами были открытые амбра-
зуры большого сечения, через кото-
рые пылевоздушная смесь подава-
лась в топку с малыми скоростями,
порядка 4—6 м/с. Вторичный воздух
подавался в топку со скоростью
20—30 м/с через шлицы 6, располо-
женные над и под амбразурами.
Верхние сопла устанавливались под
углом 30—45° книзу, а нижние —
под углом 15—25° кверху.
Опыт эксплуатации показал, что
на парогенераторах средней и боль-
шой производительности топки с
открытыми амбразурами работа-
Рис. 19-1. Пылеугольная топка с откры-
тыми амбразурами.
ют неудовлетворительно. При подаче вторичного воздуха через шлицы,
расположенные над и под амбразурами, струи вторичного воздуха изо-
лируют пылевоздушный поток от горячих топочных газов, препятствуя
его прогреву и, следовательно, воспламенению. Внешняя подача вто-
ричного воздуха приводит к уменьшению концентрации пыли в наруж-
ных слоях пылевоздушного потока, что также ухудшает условия вос-
пламенения. Вследствие неустойчивого зажигания происходила сепара-
ция пыли из факела в холодную воронку.
При амбразурах большого сечения и малых скоростях выхода пы-
.левоздушной смеси воспламенение от периферии распространяется со
-сравнительно небольшой скоростью и достигает оси факела за больший
промежуток времени, в течение которого центральные слои до своего
воспламенения перемещаются на значительное расстояние, в резуль-
тате чего увеличивается длина зоны воспламенения и ядро горения пе-
ремещается к задней стене топки.
Догорание кокса в потоке с пониженной концентрацией кислорода
и с относительно малой турбулентностью протекает замедленно. Вслед-
ствие большой дальнобойности факела и перемещения ядра горения
к задней стене и повышенных температур газов на выходе из топки на
многих парогенераторах наблюдалось шлакование топки и первых по
399
ходу газов конвективных поверхностей нагрева и занос золой паропере-
гревателя. Для уменьшения шлакования 10—15% вторичного воздуха
начали подавать через сопла, установленные на задней стене на уровне
горелок. Стремление обеспечить выжиг топлива, выпадающего из фа-
кела, привело к тому, что около 10% вторичного воздуха стали пода-
вать в холодную воронку топки.
При такой организации воздушного режима вынужденно оторван-
ная от топлива часть вторичного воздуха, поданная через заднюю стену
и в холодную воронку, плохо перемешивается с горящим газовым пото-
ком и неполно используется в процессе горения. В результате этого
имели место повышенные потери тепла с химическим и механическим
недожогом. Для обеспечения должного выжига приходилось вести про-
цесс горения с повышенными избытками воздуха. Наконец, неудовле-
творительная аэродинамическая и тепловая организация процесса го-
рения, недостаточная устойчивость зажигания, неравномерность в пода-
че топлива в мельницу и в выдаче пылевоздушной смеси нарушали
непрерывное равномерное распространение воспламенения и стационар-
ное расположение зоны горения и вызывали сильные пульсации горе-
ния в топке. Из-за неудовлетворительной работы топки с открытыми
амбразурами для парогенераторов средней и большой производитель-
ности не рекомендуются.
Однако топки с молотковыми мельницами и прямым вдуванием,,
которые с открытыми амбразурами работали неудовлетворительно, про-
сты и компактны по конструкции и надежны в работе системы пыле-
приготовления и пылеподачи. Замкнутая система пылеприготовления
с молотковыми мельницами имеет сравнительно небольшую начальную
стоимость, меньше расходует электроэнергии на размол топлива и
транспорт пыли. Совмещение сепарации и транспорта пыли в горелки
в одном устройстве — в сепарационной шахте, устанавливаемой над
мельницей, максимально упрощает этот узел. Применение установок
с молотковыми мельницами дает существенное преимущество в общей
компоновке парогенераторного цеха. Фронт парогенераторов открыт*
боковые и задняя стены не загромождены пылепроводами и воздухо-
проводами, что создает хорошие условия для их эксплуатации и ре-
монта. Поэтому важной задачей является усовершенствование и освое-
ние топок с прямым вдуванием с
Рис. 19-2. Топка с горизонтальным рас-
секателем в амбразуре.
молотковыми мельницами.
В настоящее время топки с от-
крытыми амбразурами применяются
лишь на парогенераторах произво-
дительностью до 10—12 т/ч.
19-3. ТОПКА С ГОРИЗОНТАЛЬНЫМ
РАССЕКАТЕЛЕМ В АМБРАЗУРЕ
С целью стабилизировать зажи-
гание и повысить устойчивость го-
рения в топках с прямым вдувани-
ем и молотковыми мельницами на
Подольском заводе им. Орджони-
кидзе разработана амбразура
с горизонтальным рассека-
телем в головке 1 шахты (рис.
19-2). Выходящий из амбразуры 2
пылевоздушный поток рассекателем
3 делится на две струи. Между ними
400
образуется вихрь горячих продуктов сгорания, обеспечивающий зажи-
гание факела. Благодаря стабилизации зажигания пульсации в топке-
и сепарация пыли из факела значительно уменьшились. Шибером 4,
установленным перед рассекателем, можно распределять пылевоздуш-
ный поток на верхнюю и нижнюю струи и тем самым регулировать по-
ложение факела по высоте топки. Вторичный воздух подается через,
сопла 5, расположенные над и под амбразурой, под углом встречи с по-
током первичного воздуха 10—15° и 15—18°.
Вследствие сохранения малой скорости первичного воздуха и пода-
чи вторичного воздуха снаружи пылевоздушного потока в работе этих
топок в значительной мере имеются недостатки, присущие топкам с от-
крытыми абразурами.
19-4. ТОПКА С ЭЖЕКЦИОННОЙ АМБРАЗУРОЙ
1670
С целью усиления зажигания аэродинамическими средствами,
ЦКТИ предложена эжекционная амбразура (рис. 19-3). Для
подачи вторичного воздуха в головке сепарационной шахты обычной
конструкции размещены плоские сопла с направлением одной полови-
ны из них вверх, другой вниз. Струи
вторичного воздуха по выходе из
сопл, увлекая первичный воздух, де-
лят факел на две струи, между ко-
торыми под действием возникающе-
го разрежения устанавливается об-
ратный поток горячих газов, обеспе-
чивающих зажигание внутренней
части пылевоздушного потока на
выходе из амбразуры.
Скорость пылевоздушной смеси
в амбразуре 4—6 м/с; скорость вы-
хода вторичного воздуха из верхних
сопл 15—20 м/с, из нижних — 25—
30 м/с. Угол между верхними и ниж-
ними соплами 75—90°, угол наклона
верхних сопл 45°, а нижних —30—
35° к горизонту. Примерно 10% воз-
духа подается через сопла, располо-
женные на задней стене топки на
уровне оси амбразур.
Применение эжекционных ам. _______
бразур улучшило зажигание факела
и выжиг топлива, значительно умень- Рис. 19-3. Топка с эжекционной амбра-
шились пульсации в топке. Однако зурой.
И ПрИ ЭТОЙ КОНСТРУКЦИИ амбразур / — сопла, направленные вверх; 2—сопла, на-
еще сохранились подача пылевоз-
душной смеси в топку потоком большего сечения с малыми скоростями
и подача части вторичного воздуха через заднюю стену топки. Кроме
того, в топках с эжекционными амбразурами траектория верхней струи
факела, а соответственно и время пребывания пыли в топке получились
значительно меньше, чем траектория нижней струи и время пребывания
пыли в этой части факела.
При сжигании каменных углей с выходом летучих Vr>30% при
тонкости помола = 25ч-35% с избытком воздуха ат=1,25 в топках
26—541
401
с эжекционными амбразурами и горизонтальным рассекателем потери
от химической неполноты горения обычно не превышают 0,5%, а от ме-
ханической могут доходить до 4—5% при тепловом напряжении топоч-
ного пространства Q/7=150 кВт/м3 (130-Ю3 ккал/(м3-ч). Бурые угли
можно сжигать при более грубом помоле ^90=404-60% с химическим
и механическим недожогом, не превышающими 1,5—2,5% при Q/V—
= 185 кВт/м3 ,[(150-103 ккал/м3-ч)].
Несмотря на отмеченные положительные качества амбразур с гори-
зонтальным рассекателем и эжекционными вставками, применение их
не позволило достигнуть надежной, интенсивной и экономичной работы
топки при сжигании бурых углей, фрезторфа и сланцев. При переходе
к более мощным парогенераторам недостатки в работе топок с молот-
ковыми мельницами, оборудованными гравитационными (шахтными)
сепараторами, выявились в еще большей мере. Шахтные сепараторы
на парогенераторах большой мощности получаются громоздкими и
взрывоопасными. Поэтому непосредственное присоединение молотковых
мельниц с шахтными сепараторами к горелкам упрощенной конструк-
ции на этих парогенераторах стало невозможным.
19-5. ТОПКИ С МОЛОТКОВЫМИ МЕЛЬНИЦАМИ
Недостатки в работе рассмотренных в § 19-2—19-4 топок обуслов-
ливаются необходимостью держать молотковые мельницы и сепараци-
онные шахты под разрежением. При малом располагаемом напоре от-
работанного сушильного агента, применяемого в качестве носителя пер-
вичной смеси, ограничены возможности усовершенствования горе-
лочных устройств и способа компоновки. Приходится применять низ-
конапорные горелки с большим сечением при непосредственной по-
даче пылевоздушной смеси из сепарационных шахт мельниц с малы-
ми скоростями и ограничиваться фронтальным расположением этих
горелок.
Усовершенствование топок с прямым вдуванием с молотковыми
мельницами и доведение их по интенсивности, экономичности и надеж-
ности работы до уровня пылеугольных топок с промбункером велось
путем улучшения горелочных устройств и компоновки их в топке и внед-
рением более совершенной технологической схемы сжигания.
В качестве более совершенных горелочных устройств были исполь-
зованы применяемые в топочных устройствах с промбункером вихревые
горелки при непосредственном присоединении их к головке сепарацион-
ной шахты. Такое применение вихревых горелок связано с рядом су-
щественных недостатков. При фронтальной компоновке горелок, целе-
сообразной при расположении мельниц перед фронтом парогенератора,
вихревые горелки приходиться располагать близко друг к другу, что
не позволяет получить факел с большим углом раскрытия, который не-
обходим для их успешной работы. Так как горелок на парогенератор
устанавливается столько же, сколько и молотковых мельниц, то еди-
ничная мощность и размер горелок соответственно увеличиваются.
Ограниченный располагаемый напор в мельницах при повышенном со-
противлении вихревых горелок приводит к уменьшению скорости на
выходе из них ниже оптимальных величин, необходимых для должного
раскрытия факела. Чтобы избежать повышения давления в шахте, были
созданы и опробованы низконапорные горелки ЦКТИ-Ленэнерго,
ОРГРЭС-ВНИИМТ, ГоГРЭС и др.
402
Стремление использовать молотковые мельницы, работающие под
разрежением, а также наличие основных достоинств топок с прямым
вдуванием стимулировало проведение работ по усовершенствованию
способа сжигания и горелочные устройств с целью организации топоч-
ного процесса на уровне, характерном для топок с промбункером. Та-
кие исследования, в частности в МЭИ, привели к созданию способа
сжигания в системе плоских параллельных струй.
Для более мощных парогенераторов наметился путь перехода
к высоконапорным горелкам, применяемым на пылеугольных топках
с промбункером, с подводом пыли к ним из сепарационных устройств
более сложной конструкции через пылепроводы.
При освоении высоковлажных топлив усовершенствование техноло-
гической схемы сжигания привело к использованию газовой сушки топ-
лива и разгрузке зоны воспламенения и ядра факела от основной массы
инертных газов, отбираемыд для сушки, и водяных паров, выделяющих-
ся при сушке топлива.
19-6. ТОПКИ С НИЗКОНАПОРНЫМИ ГОРЕЛКАМИ
Для топок с молотковыми мельницами и прямым вдуванием были
разработаны более совершенные низконапорные горелки. Для
того чтобы обеспечить работу топки при низком давлении в сепараци-
онной шахте, низконапорные горелки выполняют с большим сечением
канала первичного воздуха и непосредственно присоединяют к головке
шахты мельницы. Пылевоздушная смесь подается через низконапорнук>
горелку с малыми скоростями в виде прямоточной или слабозакручен-
Рис. 19-4. Топка с низконапорной вихревой горелкой ГоГРЭС.
403*
26*
ной струи. Для создания благоприятных условий для горения вторич-
ный воздух в вихревой факел подается с повышенными скоростями и
с повышенной круткой, а в прямоточный факел—с большими скоро-
стями в среднюю часть его начального сечения.
Низконапорная вихревая горелка ГоГРЭС (рис. 19-4)
представляет собой коническую обечайку 1 с винтовыми полыми реб-
рами 2. Горелка с переходной воронкой 3 присоединяется к головке 4
шахтного сепаратора молотковой мельницы. Пылевоздушная смесь по-
ступает из головки шахты через переходную воронку в горелку, пройдя
ее винтовые каналы, закручивается и направляется в топку. Вторичный
воздух из короба 5 поступает через каналы 6 винтовых ребер горелки,
выполненных под углом к ее оси, и в закрученном состоянии внедряется
в пылевоздушный поток, усиливая крутку факела. Это увеличивает рас-
крытие факела и уменьшает его дальнобойность. Средняя скорость
выхода пылевоздушной смеси из горелок 7—10 м/с; вторичного воздуха
20—26 м/с. Горелка весьма надежна в работе.
Составной частью топочного устройства с вихревыми горелками
является дожигательная решетка, устанавливаемая в шлаковой шахте
холодной воронки для сжигания корешков, древесины и щепы, посту-
пающих вместе с торфом.
Под дожигательную решетку воздуха поступает значительно боль-
ше, чем нужно для сжигания выпадающих корешков, что уменьшает
долю воздуха, подаваемого через горелки. Тем самым ухудшается воз-
душный режим топки. Это может приводить к затягиванию процесса
выгорания.
19-7. ТОПКА ДЛЯ СЖИГАНИЯ В СИСТЕМЕ ПЛОСКИХ
ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ СТРУЙ
Для повышения надежности и интенсивности работы топок с пря-
мым вдуванием и молотковыми мельницами до уровня работы топок
с промбункером в МЭИ разработаны и освоены заводом БКЗ топочные
устройства для сжигания топлива в топках с системой плоских
параллельных струй.
В топке с плоскими параллельными струями (рис. 19-5) верхняя
горизонтальная часть сепарационной шахты 1 каждой мельницы плав-
но переходит в канал одной или каналы двух щелевых горелок с выход-
ным сечением 2 в виде вытянутого прямоугольника. Горелки распола-
гаются на фронтовой стене в один ряд на определенном расстоянии
одна от другой параллельно друг другу длинными гранями выходного
сечения. По оси вертикальных щелей горелок в головке шахт установ-
лены сопла вторичного воздуха. Сопло 3 вторичного воздуха вместе
с выходной амбразурой и каналами 4 первичного воздуха образует
эжектор. С помощью этих эжекторов за счет энергии вторичного воз-
духа пылевоздушная смесь со скоростью 20—40 м/с подается через го-
релки в топку в виде системы плоских параллельных струй.
По выходе из горелок каждая пылевоздушная струя на определен-
ном участке развивается самостоятельно, а затем струи сливаются
в единый поток (теорию распространения плоских параллельных струй
см. § 7-9). Размер простенка между амбразурами горелок выбирается
так, чтобы в пространстве между соседними струями и простенком мо-
гли создаваться мощные вихревые очаги горячих топочных газов, спо-
собные обеспечить устойчивое зажигание при повышенных скоростях
выхода пылевоздушной смеси из горелок. Устойчивому зажиганию так-
404
же способствует внутренняя подача вторичного воздуха, при которой
обеспечиваются повышенная концентрация пыли в наружных слоях
струй и непосредственный контакт пылевоздушного потока с поджигаю-
щими продуктами сгорания высокой температуры. При расположении
молотковых мельниц под углом к продольной оси парогенератора для
-обеспечения слияния факелов всех горелок на одинаковом расстоянии
ют фронтовой стены простенок между средними горелками увеличи-
вается по сравнению с простенком между остальными горелками.
После устойчивого зажигания воспламенение распространяется от
слоя к слою в глубь струи. При малой ширине плоских пылевоздушных
струй воспламенение распространяется от периферии до оси факела за
Рис. 19-5. Топка с плоскими пар аллельными струями.
405
малый промежуток времени, соответственно сокращается и расстояние^
на которое переместятся центральные слои до своего воспламенения,
т. е. сокращается длина участка воспламенения. При повышенны^ ско-
ростях истечения и высоких температурах окружающих топочных газов
в струях устанавливаются большие поперечные градиенты скоростей
и температур, усиливающие теплопередачу и, следовательно, увеличи-
вающие скорость распространения воспламенения. Это также способст-
вует уменьшению длины зоны воспламенения и расположению ядра го-
рения в центре топки на уровне горелок.
В топке с плоскими параллельными струями создаются благопри-
ятные условия для интенсивного выгорания. После воспламенения, ко-
гда в ядре горения устанавливаются высокие температуры и раскален-
ный углерод в состоянии энергично реагировать, при подаче вторичного
воздуха в среднюю часть начального сечения пылевоздушной струи обес-
печивается своевременный ввод его в процесс горения. Ограничение
эжекции топочных газов оптимальным количеством, необходимым для
зажигания, соответствующим выбором величины простенка между го-
релками способствует повышению действующей концентрации кислоро-
да в факеле и уменьшению степени рециркуляции газов и тем самым
повышает скорость химических реакций. Повышенный темп падения
скорости в тонких струярс позволяет применить высокие скорости исте-
чения из горелок, что турбулизирует газовую среду факела, ускоряя
тепло-и массообмен в ней, а также увеличивает относительное переме-
щение пылинок, усиливая обменные процессы с частицами. Горение
факела в виде системы плоских параллельных струй, в которой при
устойчивом зажигании ускоряются процессы тепло- и массообмена и со-
здаются благоприятные условия для развития химического реагирова-
ния, протекает интенсивно.
В топке с плоскими параллельными струями создаются благопри-
ятные условия для бесшлаковочной работы. При сокращении длины
зоны воспламенения и приближения ядра горения к устью горелок уве-
личивается длина участка факела, предоставляемая для выгорания
кокса. Благодаря повышению температуры в ядре факела и расположе-
нию его вблизи устья горелок интенсифицируется радиационная тепло-
отдача в нижней части топки и поэтому температура газов вверху тон-
ки понижается. Этому также способствует увеличение степени выгора-
ния в ядре факела и соответственно сокращение доли топлива,
выгорающего в зоне догорания при одновременном увеличении траекто-
рии и времени, предоставляемых для догорания кокса. Высокотемпера-
турный факел с повышенным темпом падения скорости вдоль его оси
под одновременным действием архимедовых подъемных сил подходит
к задней стене со значительным подъемом вверх. Ослабление динами-
ческого воздействия факела способствует устранению шлакования
задней стены топки и углов между задней и боковыми стенами. При
ослаблении динамического воздействия факела на заднюю стену топки
вихрь, развивающийся в холодной воронке, становится менее мощным,
что способствует устранению шлакования гиба холодной воронки у зад-
ней стены. При сжигании в факеле с относительно высокотемператур-
ным ядром и с окислительной средой условия преобразований в мине-
ральной части топлива благоприятны для уменьшения шлакующих
свойств золы.
Топки с плоскопараллельными струями получили широкое распро-
странение для сжигания фрезерного торфа. Многолетняя эксплуатация
показала, что эти топки экономичны, надежны в работе и могут обеспе-
406
нить длительную бесшлаковочную работу парогенератора при номи-
нальной производительности. Для сжигания природные газов в горел-
ках предусмотрены газовые коллекторы и короб для подачи части вто-
ричного воздуха при сжигании газа.
На ряде парогенераторов производительностью 44 кг/с (160 т/ч)
с тремя молотковыми мельницами и на парогенераторах производитель-
ностью 61 кг/с (200 т/ч) с тремя или четырьмя молотковыми мельница-
ми установка двух горелок на мельницу затруднительна. В этих случа-
ях, а также на более мощных парогенераторах применяют так называе-
мые одноструйные горелки. На рис. 19-6 показана топка с плоскопарал-
лельными струями, оборудованная тремя молотковыми мельницами с тре-
мя горелками на парогенератор, т. е. по одной горелке на мельницу.
Рис. 19-6. Топка с плоскими параллельными струями с тремя одноструйными горелками
парогенератора БКЗ-160-100фБ для сжигания фрезерного торфа.
1 — головка шахты; 2 — амбразура горелки- 3 — сопло вторичного воздуха; 4 — каналы первичного
воздуха.
Расчет топок с плоскими параллельными струями производится на
основе воздушного баланса с использованием нормативных рекоменда-
ций по тепловому напряжению, тепловым потерям и избытку воздуха
для пылеугольных топок с системой пылеприготовления с промбунке-
ром. При этом используются следующие зависимости, полученные на
основе длительного опыта эксплуатации.
Скорость истечения вторичного воздуха из сопл W2, м/с, определя-
ется из уравнения, сохранения импульсов, в котором из-за небольшой ве-
личины можно пренебречь проекцией на направление потока силы, дей-
ствующей на поток стенок диффузора. Расчет W2 производится по
формуле
Г,](рс„ - р,) + (G. + G.) Гем]. (19-1)
407
В формуле:
Gi = 7ip + BCeK и G2—V2p— соответственно секундная масса первич-
ного воздуха с топливом и вторичного воздуха, кг/с;
Pi — избыточное статическое давление первичного воздуха во вход-
ном сечении камеры смешения эжекторного устройства горелки, Па;
Рсм= (5 + 0,95/7) 10 — избыточное статическое давление пылевоз-
душной смеси в выходном сечении амбразуры горелки, Па;
Н— расстояние от оси горелок до верхней точки топки, м;
50 — значение разрежения вверху топки, Па;
/ам — выходное сечение амбразуры горелки, м'2;
Wi— скорость первичного воздуха во входном сечении камеры сме-
шения, м/с;
№см— скорость выхода пылевоздушной смеси из амбразуры, м/с.
Необходимое давление вторичного воздуха р2, Па,
р2='Др2+Р1. (19-2)
Необходимый перепад давлений между вторичным (рабочим) и пер-
вичным (инжектируемым) потоком, Па,
Др1 = Крг2^. (19-3}
В формуле:
рг — плотность горячего вторичного воздуха, кг/м3;
1,1- ч-1,2 — коэффициент, учитывающий потери в сопле вторич-
ного воздуха.
Число горелок на мельницу
га = 1ч-2. (19-4)
Ширина выходного сечения амбразуры горелки
2Ьо = 250-ч-400 мм. (19-5)
Относительная высота амбразуры
Ж = 4-6. (19-6)
Расстояние между осями двух соседних горелок с параллельными
осями 2В0, мм,
2Во = 66о + 4ОО. (19-7)
Расстояние от выходного сечения сопла вторичного воздуха до вы-
ходного сечения амбразуры L, мм,
Л = / + (19-8)
В формуле:
/=400-4-500 мм;
Ь2—ширина выходного сечения сопла вторичного воздуха;
<р = 9-г-10° — угол расширения струи вторичного воздуха.
Сечение каналов первичного воздуха и выходное сечение амбразуры
рассчитываются по соответствующим расходам и рекомендуемым ве-
личинам скоростей, приведенным в табл. 19-3.
Сечение сопла f2 вторичного воздуха рассчитывают по его расходу
и скорости, определяемой по формуле (19-1).
Ширина сопла вторичного воздуха
(19-9)
где йг — высота сопла, равная высоте амбразуры горелки.
408
Рекомендуемые скорости первичного и вторичного воздуха для то-
пок с прямым вдуванием и молотковыми мельницами приведены
в табл. 19-3.
Таблица 19-3
Скорости в амбразурах и соплах топок с молотковыми мельницами
и шахтными сепараторами [Л. 3]
Тип горелки Топливо Скорость, м/с
аэро- смеси вторичного воздуха
в го- релках в соплах амбразур дутья из холодной воронки2
верхней струи1 нижней струи
Эжекционные амбразуры3 Сланец 3,5—5 15—25 25—35
Бурый уголь 4,0—5 — 15—25 25—35
Каменный уголь с Уг^ЗО % — — 15—25 25—35 —
Фрезерный торф 4,0—6 — 20—30 30—40 12
Горелки с плоскими па- раллельными струями* Бурый уголь и фрезер- ный торф 8—15 30—60 — — —
Амбразуры с горизонталь- ными рассекателями Фрезерный торф 4,0—6 25—30 — — —
1 Меньшие значения скоростей принимаются для парогенераторов малой производительности.
2 В наиболее узком сечении.
8 Соотношение площадей живых сечений соул и незагроможденной части эжекционной амбразуры должно
составлять 0,1 для бурых углей и фрезерного торфа, 0,2—для каменных углей.
* Скорость выхода аэросмеси и вторичного воздуха из горелки после смешения 15—35 м/с при
0=354-320 т/ч.
19-8. ТОПКИ С МЕЛЬНИЦАМИ-ВЕНТИЛЯТОРАМИ
Горение высоковлажных топлив при недостаточно высоких темпера-
турах в топочной камере, обусловливаемых их невысокой адиабатиче-
ской температурой горения, происходит недостаточно интенсивно,
а вследствие ограниченных условий подсушки — недостаточно устой-
чиво.
Сжигание высоковлажных 5урых углей и фрезерного торфа-можно
аняацдельно интенсифицировать__глубокой_тгодсушкой_в__системе_пыле-'
приготовления. В топках с молотковыми мельницами, развивающими
м^лый напор, нельзя отбирать газы из топки для сушки топлива. По-
этому возможности сушки ограничиваются допустимой температурой
подогрева воздуха в воздушном подогревателе, не превышающей прак-
тически 400°С.
В системе пылеприготовления с мельницами-вентилятора-
м и (М-Врв~качестве сушильного агента используются продукты сгора-
ния с температурой 900—ТООО°С, отбираемые из верхней части топки.
"Так, например, если горячим воздухом фрезерный”торф”с начальной
влажностью 1Гр=^5О'о/о можно сушить до ТГПЛ=354-38%, то газами суш-
ку можно довести до 1Кпл=20-4-25%. При поступлении на станцию бо-
лее влажных торфов роль сушки увеличивается.
На рис. 19-7 изображена топка с M-В и прямым вдуванием паро-
генератора ПК-38 производительностью 75 кг/с для назаровского угля.
Под действием разрежения, создаваемого мельницей-вентилятором 1,
через газозаборное окно 2 отбираются топочные газы. По газоходу 3
они поступают в сушильную камеру 6, а затем в мельницу. В сушиль-
409
ную камеру в горячие газы по течке 4 питателем 5 подается топливо.
Для регулирования температуры сушильного агента— газовоздушной
смеси в газоход 3 по воздуховоду 7 подается горячий воздух. Угольная
пыль в потоке отработанного сушильного агента из мельницы-вентиля-
тора через пылепровод 8 подается в центральный канал вихревой горел-
ки 9. Вторичный воздух подается в горелку через воздухопровод 10.
Мельницы-вентиляторы развивают напор в 2—2,5 кПа (200—
250 мм вод. ст.), что позволяет применять высоконапорные горелки.
Рис. 19-7. Топка с мельницами-вентиля-
торами.
Благодаря глубокой подсушке
высоковлажного топлива топочными
газами или их смесью с горячим воз-
духом в топке с мельницей-вентиля-
тором зажигание устойчивое, у кор-
ня факела температура высокая и
при сжигании фрезерного торфа до-
стигает 900—1000°С.
Рециркуляция газов, отбираемых
для сушки из верхней части то-
почной камеры, при сбросе отрабо-
танного сушильного агента через
горелки приводит к снижению адиа-
батической температуры горения.
Например, при газовой подсушке
фрезерного торфа с влажностью от
1Гр = 50% до 1Гпл = 25% адиабати-
ческая температура, подсчитанная
по формуле (17-1), равняется
1600°С, тогда как при воздушной
сушке, см. формулу (17-4) она со-
ставляет 169(ГС.
Уменьшение адиабатической тем-
пературы горения и балластирова-
ние инертными газами снижает эф-
фективность интенсификации про-
цесса горения газовой сушкой топ-
лива. В ряде случаев эксплуатации
топок при газовой сушке с повышенной степенью рециркуляции по срав-
нению с работой топки при сушке топлива горячим воздухом темпе-
ратура газов на выходе из топки не понижалась, а, напротив, несколько
повышалась. Поэтому применять газовую сушку следует с оптимальной
степенью рециркуляции. Для этого следует отбирать газы в меньшем
количестве, но с возможно высокой температурой и добиваться умень-
шения присосов воздуха в системе пылеприготовления, а сушку вести
до оптимальной влажности пыли.
При эксплуатации топок с прямым вдуванием ввод в топку всего
организованно подаваемого воздуха и поступающего в виде присосов
в системе пылеприготовления через горелки облегчает регулирование
воздушного режима с соблюдением требуемого соотношения «топливо —
воздух». Так как 1 — 1 и g—1, то согласно (17-18) воздушный баланс
записывается простым уравнением:
а1 + а2+Дат==ат. (19-10)
Количество первичного воздуха составляет Vi, м3/кг,
+ (19-11>
410
В формуле:
т /с. а
иг в — количество горячего воздуха в сушильном агенте газовоздуш-
ной смеси, м’/кг;
•АУпл — присосы воздуха в системе пылеприготовления, м3/кг.
Количество вторичного воздуха Кг, м3/кг,
у2 = а2КоВр. (19-12)
Коэффициент подачи вторичного воздуха с учетом выражения
(17-25) определяется из уравнения воздушного баланса (19-10) как
аг=аОрг—аь (19-13)
Мельницы-вентиляторы выпускаются различных типоразмеров
(см. § 13-4) и применяются для парогенераторов как малой, так и
большой производительности.
Мельницы-вентиляторы как мельничный агрегат достаточно надеж-
ны и экономичны в работе. Некоторое снижение надежности наблюда-
ется при их работе на фрезерном торфе из-за попадания в них метал-
лических предметов, поступающих вместе с торфом с торфопредприя-
тий *.
Благодаря простоте конструкции, достаточно высокой экономично-
сти и надежности работы, а также невысокой стоимости топки с мельни-
цами-вентиляторами наводят все большее применение для сжигания
влажных бурых углей и фрезерного торфа.
19-9. ТОПКА С ПЫЛЕКОНЦЕНТРАТОРОМ
Более значительное улучшение технологической схемы сжигания
высоковлажных бурых углей с 1КП>3% кг/МДж достигнуто в топке
с прямым вдуванием введением в систему пылеприготовления нового
устройства-п ылеконцентратора. Для улучшения условий зажи-
гания и горения зона воспламенения и ядро горения факела разгруже-
ны от основной массы отработанного сушильного агента и водяных па-
ров, выделяющихся при сушке топлива в системе пылеприготовления.
В топке с пылеконцентратором (рис. 19-8) сушка топлива произ-
водится газами с температурой 900—950°С, отбираемыми из верхней ча-
сти топки. Через газозаборное окно 1 й газоход 2 газы поступают в су-
шильную камеру 3, куда по течке 4 пылепитателем 5 подается топливо.
Из мельницы-вентилятора 6 отработанный сушильный агент с пылью
направляется в пылеконцентратор 7. Пройдя расположенный в пыле-
концентраторе аксиальный закручивающий аппарат 8 большая часть
пыли (80—85% всего количества) отбрасывается на периферию потока
•и с небольшим количеством отработанного сушильного агента, порядка
25—35%, через горелки 9 направляется в топку. Оставшееся небольшое
количество тонкой пыли с большей частью отработанного влажного
сушильного агента направляется в топку через сбросные горелки 10,
которые располагают выше основных. В основные горелки воздух посту-
пает по воздуховоду 11.
* См. книгу В о л к о в и н с к и й В. А., Роддатис К. Ф-, Харламов А. А.
.Мельницы-вентиляторы. М., «Энергия», 11971. 288 с.
411
Для регулирования распределе-
ния воздуха между основными и
сбросными горелками предусмотре-
на возможность подачи вторичного
воздуха в сбросные горелки.
В нижней части топочной каме-
ры в зоне до сбросных горелок, т. е.
в основной зоне горения, создаются
благоприятные температурные ит
концентрационные условия для го-
рения основной массы пыли (см..
§ 17-2). Благодаря повышению
адиабатической температуры горе-
ния, которая может быть подсчита-
на то формуле (17-7), в основной
зоне процесс горения интенсифици-
руется и усиливается радиационная
теплоотдача.
В этой зоне горения топоч-
ной камеры сгорает угольная пыль
с влажностью Н7ПЛ, до которой она
была подсушена в системе пыле-
приготовления; одновременно с
угольной пылью подается неболь-
шая часть отработанного сушильно-
го агента и выделившихся водяных
Рис. 19-8. Топка с пылекоицентратором. паров. Улучшение условий горения
в этом случае по сравнению со сжи-
ганием топлива с влажностью можно характеризовать уменьшением
его начальной влажности до некоторой условной №уСЛ [Л. 57].
Условную влажность определяют отнесением общего количества
влаги, поступающей в основную зону горения с долей I отработанного
сушильного агента (IAW) и с приготовленной пылью
/Гпл 100 —Гр \
100 £ 100— Гпл J
к массе угольной пыли, считая, что в нее входит и влага в количестве
INW, т. е.
Гпл 100 —Ц7Р
U7 __ /Л1Г+ 100 ё 100 —Гпл
^усл ЮО —ГР.
----------а _1_ /AV7
ЮО —Гпл ё
После несложных преобразований для определения условной
влажности получаем окончательную формулу:
100 (гр — Гпл) + Гпл (100 — ГР)
№усл =-------------------------------- (19-14>
— (ГР — гпл) + 100 — ГР
Однако горючая смесь, подаваемая через сбросные горелки, сильно
забалластирована отработанным сушильным агентом, что ухудшает
условия ее выгорания и может привести к увеличению механического’
недожога.
412
Разделение топлива и воздуха на два потока с различной концен-
трацией пыли, подаваемых через основные и сбросные горелки, услож-
няет эксплуатацию топок с пылеконцентратором. В них значительно
труднее выдержать требуемое соотношение «топливо — воздух», необ-
ходимый воздушный баланс, характеризуемый значениями коэффициен-
тов избытка воздуха в основной зоне горения, в смеси, подаваемой че-
рез сбросные горелки и для топки в целом, и регулирование воздушного
режима.
Обеспечение необходимого распределения воздуха между основны-
ми и сбросными горелками осложняется возможными изменениями рас-
пределения пыли в пылеконцентраторе, а также изменением присосов
воздуха в системе пылеприготовления. Поэтому несмотря на то что
в качестве сушильного агента используются топочные газы, для регули-
рования воздушного баланса в систему пылеприготовления подается
некоторое количество горячего воздуха через воздуховод 12 (рис. 19-8).
Можно условно считать, что присосы воздуха в основном происхо-
дят в нижней части топочной камеры. Тогда количество воздуха, посту-
пающего в основную зону горения, У°-Зв, м3/кг, при газовой сушке со-
ставит:
V°B3 = aTV° — V'5p, (19-15)
в котором общее количество воздуха Vc6pB, подаваемого в сбросные
горелки с отработанным сушильным агентом и в качестве вторичного,
составляет:
V^,= AV„(l-/)+Vf’. (19-16>
В уравнении:
ДУПЛ =-^-/Спрс=: ДаплV0 — присосы воздуха в системе пылеприго-
товления, м3/кг;
gt — количество организованно подаваемого сушильного агента на
1 кг сырого топлива, кг/кг;
Рс.а — плотность сушильного агента, кг/м3;
Кпрс — коэффициент, выражающий присос холодного воздуха в си-
стему пылеприготовления в долях от количества сушильного агента;
Аопл — присосы в системе пылеприготовления в долях от V0;
Vc6p2 = a2c6pV° — количество вторичного воздуха, подаваемого
в сбросные горелки, м3/кг;
агсбр — коэффициент подачи вторичного воздуха в сбросные горелки
в долях от V0.
Подстановка значений ДУПЛ и У“р в (19-16) дает формулу для
расчета количества воздуха, подаваемого через сбросные горелки,
в следующем виде:
Усвбр = ДЯплУ (1 -/) + a,eepV". (19-17)
Обозначив через
Да = Дапл (19-18).
запишем формулу (19-17) в виде:
VBc6p=AaV°(l—/). (19-17а)
Отнеся количество воздуха, поступающего в основную зону горения
V°'3, определяемого по (19-15), к теоретически необходимому количеству
413
воздуха для сгорания пыли, поступающей через основные горелки,
в расчете на 1 кг сырого топлива, получим с учетом (19-17а) выражение
для коэффициента избытка воздуха в основной зоне горения
a0.3 = -j-[aT —(1 — Z) Да]. (19-1'9)
Коэффициент избытка воздуха в сбросные горелках
Т/Сбр
^=-(12g-vT- • (19-20)
Подставив выражение для У^бр согласно (19-17а) с учетом (19-18),
получим:
Рис. 19-9. Коэффициент избытка воздуха в основной зоне топки в зависимости от ха-
рактеристик пылеконцентратора и Да.
Количественная связь между характеристиками пылеконцентрато-
ра: g и I, коэффициентом избытка воздуха в основной зоне горения и
величиной Да — приведена в виде номограммы, составленной Г. В. Вълга-
новым, на рис. 19-9.
Мерой отклонения воздушного баланса в основной зоне горения
от воздушного баланса топки в целом является
Дао.з=ао.з—®т, (19-22)
которая должна поддерживаться в пределах, допустимых по экономич-
ности процесса горения.
Подставив в (19-22) значение а0.3 из формулы (19-19), получим
для Да0.з следующее выражение:
Да0.3 == 1 ~g [ат — Даj. (19-23)
Уравнение (19-23) дает связь по воздушному балансу процесса го-
рения в основной зоне, зоне сброса и топки в целом, поэтому может
служить основой для получения обобщенных характеристик работы то-
1—/ 1— g
пок с пылеконцентратором. Гаковыми могут быть: ~_g и
Первая показывает соотношение «топливо — воздух» в смеси, по-
даваемой через сбросные горелки при данной величине АаПл, вторая —
распределение топлива между основными и сбросными горелками.
414
Количественная связь между обобщенными характеристиками пы-
леконцентратора, коэффициентами избытка воздуха в основной зоне го-
рения и в сбросной смеси и величиной Да дана номограммой (рис. 19-10),
составленной по формулам (19-19) и (19-21) при ат=1,2.
Характеристики работы пылеконцентратора в совокупности с вели-
чиной Да позволяют представить воздушный баланс значениями аСбр и
а0.3 при данной величине ат.
Рис. 19-10. Зависимость коэффициента избытка воздуха
в основной зоне горения и в сбросной смеси от обобщенных
характеристик пылеконцентратора и Да.
Согласно (19-22) и (19-23) условию: а0.3<ат, т. е. Дао.3<0, отвечает
величина критерия
1 — I ат
(19-24)
т. е. режим с аСбр>ат-
Условию а0.3>ат, т. е.
«о.з>0, отвечает величина критерия
1 — I ат
1 — Да”’
(19-25)
т. е. режим аСбр<|«т.
Следовательно, на номограмме (рис. 19-10) область выше горизон-
тальной линии аСбр=ат отвечает режиму с Дао.3<0, а ниже — Дао.3>0.
Для принятых пределов изменения ао.3 допустимые пределы из-
менения величины Да и конкретное ее значение можно определить,
пользуясь номограммой (рис. 19-10), при принятой величине ат=1,2 и
по выбранным значениям характеристик работы пылеконцентратора.
Как видно из номограммы, с увеличением Да при фиксированных
значениях характеристик пылеконцентратора, а также с увеличением ха-
415
\ — t 1—g , ,
рактеристики p-_ и с уменьшением (с уменьшением l и увеличе-
нием g) при данной величине Да значение аСбр увеличивается, а а0.3
уменьшается.
Благоприятный тепловой режим работы топки с пылеконцентрато-
ром имеет место при повышенных значениях g, малых и умеренных
/ (^=0,74-0,8; /=0,254-0,4) и умеренных избытках воздуха в основной
зоне горения а0.3= 1,034-1,05. При этом режиме для соблюдения зада-
ваемого избытка воздуха на выходе из топки ат коэффициент избытка
воздуха в сбросной смеси должен быть больше, чем ат. Однако при
нормальной величине Дапл и сравнительно невысокой влажности топ-
лива для указанных условий аСбр может получиться меньше, чем ат.
В этих случаях для обеспечения требуемой величины ат нужно в сброс-
ные горелки подавать вторичный воздух в количестве:
ат1/° - a0,3gV° - Дапл (1 - /) Vе, (19-26)
которое в долях от V0 определяет величину коэффициента подачи вто-
ричного воздуха в сбросные горелки
агсбр —ат—£а0.3—Дапл (1—/) • (19-27)
Тогда общее количество воздуха, подаваемого в сбросные горелки,
рассчитывается по формуле (19-16) или (19-17). При таких режимах
в формулах (19-19) и (19-21) и далее Да принимается по соотношению
(19-18).
При больших присосах, имеющих место в недостаточно уплотненной
системе пылеприготовления, при очень влажных топливах и при эффек-
тивной работе пылеконцентратора (большие значения g) режим работы
топки характеризуется повышенным соотношением «воздух — топливо»
в сбросной смеси и пониженным а0.3. Режимы работы топки, в которых
аСбр значительно превышает ат, когда имеет место повышенное поступ-
ление воздуха в сбросные горелки, неблагоприятны для горения, ибо
для поддержания ат на заданном уровне приходится уменьшать количе-
ство воздуха, подаваемого в основную зону горения, т. е. уменьшать а0.з-
При высокой эффективности работы пылеконцентратора, в особен-
ности при влажных топливах, понижение а0.3 может быть значительным.
Это в большей степени имеет место при больших присосах в системе
пылеприготовления и газоходе отбора топочных газов и может приве-
сти к ухудшению условий горения и снижению экономичности. В таких
случаях в сбросные горелки вторичный воздух не подается, поэтому
в выражении (19-18) для Да принимается азсбр—0. Воздушный баланс
топки можно корректировать режимными мероприятиями: снижением
эффективности работы пылеконцентратора, увеличением l/g и (1—g)lg,
т. е. уменьшением доли топлива и увеличением доли воздуха, поступаю-
щих в основные горелки.
С целью уменьшения присосов вся система и в особенности газоход
отбора топочных газов должны быть хорошо уплотнены, и в этом газо-
ходе нужно поддерживать небольшое разрежение.
-Режим с ао.3>0, т. е. а0.3>ат, может быть при малых присосах в си-
стеме пылеприготовления, когда Дапл меньше принимаемых пределов
или при уменьшении влажности сжигаемого топлива и ухудшении эф-
фективности работы пылеконцентратора, приводящего к увеличению до-
ли топлива, направляемого в сбросные горелки. В этих случаях а0.3
можно поддерживать в допустимых пределах изменением работы пыле-
416
концентратора в сторону уменьшения его характеристики l/g и подачей
вторичного воздуха в сбросные горелки.
Оптимальный режим топки с пылекоцентратором может быть вы-
бран по условиям получения возможно высокой адиабатической темпе-
ратуры в основной зоне горения при обеспечении выгорания в ней основ-
ной массы топлива.
Таким образом, усовершенствование топочных устройств с прямым
вдуванием для влажных бурых углей и фрезерного торфа путем при-
менения газовой сушки и улучшения технологической схемы сжигания
оказалось связанным с необходимостью иметь в системе пылеприготов-
ления достаточное разрежение для отбора газов на сушку и напор для
преодоления сопротивления более развитых пылепроводов, высоконапор-
ных горелок и вспомогательных устройств, в частности пылеконцентра-
тора. Необходимый для этих целей напор может быть создан самой
мельницей или специально устанавливаемым мельничным вентилятором.
19-10. ВИХРЕВЫЕ ТОПКИ
Для сжигания фрезторфа и угольной пыли грубого помола нашли
применение вихревые топки. Вихревая топка системы Шерш-
нева (рис. 19-11), разработанная и освоенная в 30-х годах, была пред-
назначена для сжигания фре-
зерного торфа без предвари-
тельной подсушки и размола.
Топочная камера делится
на три части: предтопок 4, ка-
меру горения с сопловой во-
ронкой 5 и камеру догорания 6.
Боковые стены предтопка не
экранированы. Стены камер го-
рения и догорания снабжены
экранами, покрытыми чугунны-
ми плитами.
Весте с фрезерным тор-
фом, поступающим из бункера
1 с помощью питателей 2, через
горелки 3 подается первичный
воздух в количестве 20% от
всего воздуха. Вторичный воз-
дух подается через сопла 7 со
скоростью 30—40 м/с.
Сжигание организовано в
вихре, имеющем горизонталь-
ную ось вращения. Вихрь об-
разуется в соответственно про-
филированной нижней части
топочной камеры за счет энер-
гии струй, вытекающих из сопл
7. Подсушка фрезторфа в пред-
топке, стабилизация горения
пылевоздушной смеси на выхо-
де из горелки и усиленный теп-
ло- и массообмен в вихревом
факеле интенсифицируют про-
Рис. 19-11. Топка системы Шершнева.
417
27—541
цесс горения. Сжигание неразмолотого фрезерного торфа обеспечивает-
ся многократной циркуляцией крупных частиц в вихревом факеле. Зола
и шлак целиком выбрасываются из топки в газоходы парогенератора.
Эти топки применялись на парогенераторах производительностью до
21 кг/с (75 т/ч). Основными недостатками являлись некоторая сложность
конструкции и повышенный мехнический недожог.
Вихревой принцип сжигания, имеющий определенные преимущества.
при сжигании бурых углей и фрезерного торфа, в дальнейшем был ис-
Рис. 19-12. Вихревая
топка ЛПИ.
пользован в вихревой топке ЛПИ (рис. 19-12)
с молотковыми мельницами; в ней горелки 1 вы-
полняются с амбразурами прямоугольного выход-
ного сечения, наклоненными вниз под небольшим
углом. Шахта 2 мельницы горизонтальной частью
присоединяется к входному сечению горелки. Пыле-
воздушная смесь поступает из горелок в топку со
скоростью 20—30 м/с. Вторичный воздух подается
со скоростью 40—60 м/с через сопла 3, установлен-
ные в нижней части заднего ската холодной ворон-
ки. Струи пылевоздушной Ашси и вторичного воз-
духа в нижней части топочной камеры, включаю-
щей и объем холодной воронки, образуют вихрь-
с горизонтальной осью вращения.
Подача пыли с ограниченным количеством воз-
духа способствует усилению зажигания факела на
выходе из горелок, а усиленный тепло- и массооб-
мен в вихре интенсифицирует 'выгорание.
Содержащиеся в фрезерном торфе в большом-
количестве корешки в камерных топках не сгорают
и выпадая с золой и шлаком, вызывают затруднения в работе системы
гидрозолоудаления. В данной топке корешки выпадают в холодную во-
ронку и струями вторичного воздуха вовлекаются в вихревой факел,.
в котором и сгорают.
В вихревом факеле в результате вовлечения значительного коли-
чества газов температура за счет тепла химического реагирования по-
вышается не резко, поэтому горение в нем протекает при сравнительно
невысоких температурах. Это свойство вихревого факела использовано-
для предотвращения образования сульфатносвязанных отложений на
конвективных поверхностях нагрева при работе на фрезерном торфе
и бурых углях с повышенным содержанием СаО в золе.
Благодаря многократной циркуляции крупных частиц в вихревом
факеле горение протекает с достаточной полнотой при грубом помоле.
Поэтому в настоящее время ведутся работы по сжиганию в вихревой,
топке фрезерного торфа без предварительной сушки и помола в мель-
ницах.
19-11. ТОПКИ С ПРЯМЫМ ВДУВАНИЕМ И ВЫСОКОНАПОРНЫМИ
ГОРЕЛКАМИ
Учитывая положительный опыт работы топок с прямым вду-
ванием и высоконапорными горелками для сжигания вы-
соковлажных топлив, стали осваивать эти топки для сжигания бурых
углей, не требующих газовой сушки, и каменных углей с большим выхо-
дом летучих (Уг>30%) при размоле их в молотковых или среднеходных
мельницах.
418
Достаточный напор отработанного сушильного агента, необходимый
для применения горелок с повышенными выгодными скоростями пыле-
воздушной смеси при среднеходных мельницах, обеспечивается включе-
нием в схему пылеприготовления мельничного вентилятора, а при мо-
лотковых мельницах — установкой их под повышенное давление —2—
2,5 кПа (200—250 мм вод. ст.).
Необходимость обеспечения при этом достаточной прочности гра-
витационных шахт или инерционных сепараторов мельниц, выполняемых
Ширмы I
д 5 В ООО
Вторичный Воздух
50390
•Переа, зона
I у J
\l2DD
Oct вала
ВП г СП
800"
вторичный
Воздух
ж
Ввод топлива и
воздуха
вп юг.
9560
2(640
2
U£30p_
у (3600
/200_______
'вл ЮЛ
Ху 6500 tzti
ось вале
0,00
у 4900
Рис. 19-13. Топка с прямым
вдуванием и напорными горел-
ками парогенератора блока
300 МВт.
преимущественно прямоугольного сечения и имеющих плоские стенки,
вызывает утяжеление конструкции. Имеются также большие затрудне-
ния в уплотнении мельниц и шахт под повышенное давление. Учитывая,
что молотковые мельницы имеют ограниченный напор, считали, что бо-
лее рационально использование этих мельниц в топках с фронтальным
расположением горелок с повышенными скоростями выхода пылевоз-
душной смеси. Иногда молотковые мельницы, а при сжигании влажных
бурых углей мельницы-вентиляторы располагают в углах топки, у двух
боковых стен или у двух широких стен при Т-образной компоновке па-
27* 419
регенератора. Это вызывает некоторое усложнение системы подачи сы-
рого топлива и общей компоновки агрегата.
Число горелок выбирается кратным числу мельниц. На парогенера-
торах средней и повышенной мощности для обеспечения устойчивости
топочного процесса и создания нормальны^ условий для замены изно-
шенных бил число молотковых мельниц выбирается так, чтобы при но-
минальной производительности одна мельница находилась в резерве.
На рис. 19-13 показана топка с напорными горелками
парогенератора ЗиО для блока 300 МВт (250 кг пара/с) типа П-59 на
подмосковных углях. Восемь мельниц 1 расположены у двух боковых
сторон топочной камеры парогенератора Т-образной компоновки. Го-
релки с внешней подачей пылевоздушной смеси 2 в количестве 32 шт.
установлены на двух боковых стенах топочной камеры в два яруса по
встречно-смещенной схеме. Пылевоздушная смесь подается от каждой
мельницы по четырем пылепроводам 3 к четырем горелкам, расположен-
ным в верхнем или нижнем ярусе той же боковой стены, у которой уста-
новлены эти мельницы, как показано на рис. 19-13.
Таблица 19-4
Расчгтны' характеристики камерных* топок с твердым шлакоудалением
для котельных агрегатов производительностью Z)—7н-14 кг/с
(25—50 т/ч) при сжигании пылевидного топлива [Л. 3]
Топливо Коэффици- ент избыт- ка воздуха на выходе из топки ат Допустимое тепловое напряжение топки по условиям горения Q/V, кВт/м3 Потери тепла от недожога, % Доля золы, уносимой газами
механического <7, химического
для котлов произво- дительностью £), кг/с для котлов производи- тельностью £>, кг/с
7 10 14 7 1 10 14
Каменные угли 1,2 250 210 190 5 3 2—3* 0,5 0,95
Бурые угли 1,2 290 240 210 3 1,5—2,0* 1—2* 0,5 0,95
Фрезерный торф 1,2 250 210 190 3 1,5—2,0* 1—2* 0,5 0,95
• Меньшие значения—для малозольных топлив при Дп<6.
Горелка имеет три канала; через два внешнцх канала с сечением
каждого 0,096X1,2 м2 подается влажная пылевоздушная смесь со ско-
ростью 25 м/с. Вторичный воздух по воздуховоду 4 подается через сред-
ний канал горелки с сечением 0,167X1,2 м2 со скоростью 35 м/с.
Для сохранения аэродинамической устойчивости факела в системе
встречно-смещенных струй при остановке какой-либо мельницы присое-
диненные к ней горелки по вторичному воздуху не отключаются.
Топки с напорными горелками и молотковыми мельницами менее
сложны, чем топки с промбункером, имеют меньшую начальную стои-
мость и более низкий расход энергии на собственные нужды. Поэтому
в последнее время эти топки интенсивно осваиваются и все больше вне-
дряются на мощных парогенераторах для сжигания бурых и каменных
углей.
Расчетные характеристики камерных топок при сжигании пылевид-
ного топлива с твердым шлакоудалением для парогенераторов произво-
дительностью 14—7 кг/с (50—25 т/ч) приведены в табл. 19-4, для паро-
420
Таблица 19-5
Расчетные характеристики камерных топок с твердым
шлакоудалением для парогенераторов производительностью
выше 21 кг/с (выше 75 т/ч) [Л. 3] при сжигании пылевидного топлива
Топливо Коэффициент избытка воз- духа на выхо- де из топки “т Допустимое тепловое на- пряжение топ- ки по услови- ям горения <1у, кВт/м3 Потери тепла от недожога, % Доля золы, уносимой га- зами, Пуд
химическо- го <?з механического qi
Антрацитовый штыб 1,2—1,25* 140 0 6—4** 0,95
и полуантрациты Тощие угли 1,2—1,25* 160 0 2 0,95
Каменные угли 1,2 175 0 1,0—1,5*** 0,95
Отходы углеобога- 1,2 160 0 2,0—3,0*** 0,95
щения Бурые угли 1,2 190 0 0,5—1,0*** 0,95
Фрезерный торф 1,2 160 0 0,5—1,0*** 0,95
ОлХнец 1,2 115 0 0,5—1,0 0,95
* Большая величина—при транспорте пыли в топку горячим воздухом.
** Меньшие значения — для полуантрацитов.
*** Меньшие значения для малозольных топлив при Ап< 1,43, большие—для топлив с повышен-
ной зольностью.
Примечания: 1. При сжигании высокореакционных топлив в топках с эжекционными
амбразурами или амбразурами с горизонтальными рассекателями коэффициент избытка воздуха ат
принимается равным 1,25, а потеря 74 увеличивается в 2 раза для каменных и в 1,5 раза для бурых
углей против значений, приведенных в таблице.
2. При снижении производительности до 70% номинальной величины 74 принимается по дан-
ной таблице, при производительности, равной 50%, величина qt увеличивается в 1,5 раза для всех
топлив, кроме фрезторфа и сланцев.
3. При сжигании полуантрацитов в котельных агрегатах, предназначенных для АШ, величи-
на 74 уменьшается до 3%.
4. При сжигании пыли в смеси с газом или мазутом избытки воздуха принимаются, как для
твердого топлива. При этом потеря тепла от механического недожога равна aqit где берется по
табл. 19,4, а коэффициент а — принимается:
Доля газа или мазута в смеси по теплу 0 0,1 0,2 9,3 0,4 0,5
Коэффициент а 1 1,4 1,6 1,4 1,1 0,7
генераторов производительностью выше 21 кг/с (75 т/ч) — в табл. 19-5,
а для парогенераторов производительностью 21 кг/с (75 т/ч )с жидким
шлакоудалением — см. в табл. 21-1.
ГЛАВА ДВАДЦАТАЯ
ПЫЛЕУГОЛЬНЫЕ ТОПКИ С ПРОМБУНКЕРОМ
20-1. ОБЩИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЫЛЕУГОЛЬНЫХ ТОПОК
С ПРОМБУНКЕРОМ
На парогенератора^, предназначенных для работы на твердых низ-
кореакционных топливах: антрацитовом штыбе, полуантрацитах, тощих
и каменных углях, применяют пылеугольные топки с промбункером и
системой пылеприготовления с шаровыми барабанными мельницами,
а для каменных углей с кЛо^>1,1 также с среднеходными мельницами.
Наличие промбункера стабилизирует качество приготовляемой пыли
и равномерность подачи ее в горелки при более гибком регулировании.
Остановка одной из мельниц не вызывает отключения каких-либо горе-
лок и поэтому не влияет на устойчивость и стационарность процесса
горения. Отпадает необходимость в увязке способа компоновки и коли-
чества горелок с числом и расположением мельниц. Имеющимся в си-
стеме пылеприготовления мельничным вентилятором или вентилятором
421
горячего дутья обеспечивается напор первичного воздуха, достаточный
для применения высоконапорных горелок с подачей к ним пылевоздуш-
ной смеси через разветвленные пылепроводы. Основным недостатком
этих систем является повышенная стоимость системы пылеприготовле-
ния и большой расход энергии на размол и транспорт угольной пыли.
Наличие промбункера как промежуточной емкости пыли освобож-
дает мельницы от жесткой связи с парогенератором по нагрузке и по-
зволяет вести работу мельниц на оптимальном режиме.
Выделение приготавливаемой пыли из отработанного влажного су-
шильного агента, накопление и расходование ее из промежуточного
бункера позволили значительно усовершенствовать топочное устройство
с пылевидным сжиганием.
В пылеугольных топках с промбункером имеются большие возмож-
ности улучшения технологической схемы подготовки топлива к сжига-
нию, усовершенствования способа пылевидного сжигания и топочного
процесса в целом, способа компоновки горелок в топке и др. Реализация
этих возможностей обеспечила более интенсивную, экономичную и на-
дежную работу топочных устройств с промбункером по сравнению с рас-
смотренными в гл. 19 топками с прямым вдуванием.
Сжигание твердых топлив в пылеугольных топках с промбункером
применяется для парогенераторов любой производительности: целесооб-
разный нижний предел применимости ограничивается производительно-
стью 7 кг/с (25 т/ч), а для антрацитового штыба, полуантрацитов и
тощих углей — 21 кг/с (75 т/ч).
Тип топочного устройства выбирается в зависимости от физико-хи-
мических свойств топлива и его золы, производительности и типа паро-
генератора. При этом с повышением производительности для относи-
тельного уменьшения габаритов и стоимости парогенератора топка
должна быть разработана с учетом более совершенных методов пыле-
видного сжигания и интенсификации теплопередачи.
По мере изучения топочных процессов и развития техники пыле-
сжигания для разработки и освоения прогрессивных топочных устройств
теория горения приобретает все большее значение. В практике проекти-
рования и эксплуатации в большей мере руководствуются вытекающими
из теории горения выводами по интенсификации сжигания пылевидных
топлив и полнее используют средства предотвращения шлакования и
загрязнения эоловыми отложениями топки и конвективных поверхно-
стей.
Теория и основные условия интенсификации сжигания пылевидных
топлив в современных парогенераторах приведены в гл. 16, а принципи-
альные направления в разработке мероприятий по устранению шлакова-
ния и золовы,х отложений — в § 20-6.
20-2. ТОПКИ С ФРОНТАЛЬНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ГОРЕЛОК
При обычно применяемом расположении среднеходных и молотко-
вых мельниц перед фронтом парогенераторов, а также в случае топок
с прямым вдуванием и шаровыми барабанными мельницами наиболее
конструктивной и удобной в эксплуатации является фронтальная
компоновка вихревых или прямоточных горелок (рис. 20-1,а и б). При
такой компоновке пылепроводы получаются короткими, одинаковой дли-
ны и однотипными. При однотипных пылепроводах облегчается равно-
мерное распределение пылевоздушной смеси по отдельным горелкам.
Отсутствие крутых гибов способствует более равномерному распределе-
422
иию пыли по сечению пылепроводов. Воздуховоды к горелкам получа-
ются короткими и простой конструкции. Горелки, воздухопроводы к ним
и их органы управления более доступны для ремонта и обслуживания.
В парогенераторном персе у всех парогенераторов горелки выносятся
на единый, открытый фронт обслуживания, боковые и задняя стены не
загромождены пылепроводами и воздухопроводами. Значительно упро-
щается общая компоновка системы пылеприготовления с молотковыми
и среднеходными мельницами и мельницами-вентиляторами.
Рис. 20-1. Топка с фронтальными горелками.
а — с вихревыми горелками; б — с прямоточными горелками.
Однако по совершенству организации топочного процесса фронтовая
компоновка горелок значительно уступает встречной, а также и угловой
компоновкам. В топках с фронтальными горелками плохо используется
топочный объем, зажигание недостаточно устойчиво, горение протекает
менее интенсивно. Эти топки более подвержены шлакованию.
Недостатки в работе топок с фронтальными горелками проистекают
из неудовлетворительной аэродинамической организации топочного про-
цесса. Аэродинамика топки с фронтальными щелевыми горелками, ис-
следованная на воздушных моделях, представлена на рис. 20-2 и 20-3.
Фотографический снимок (рис. 20-2), сделанный со стороны прозрачной боковой
стенки модели при искровом моделировании, позволяет составить представление об
общей аэродинамике топки. От горелок «факел» движется горизонтально, ударяется
в заднюю стенку и делится на два потока. Один из них опускается вниз, образуя
вихрь, занимающий всю холодную воронку, и вновь поступает в факел вблизи передней
стены. Второй поток вдоль задней стены поднимается вверх. На начальном участке
факел эжектирует газы из окружающей среды, создавая некоторое разрежение. Под
действием появляющегося перепада давления избыточное количество газа отделяется
от потока и направляется к фронтовой стене, компенсируя расход газа из окружающей
среды в факел. Так образуется второй вихрь в топке над факелом в области, примы-
кающей к фронтовой стене. Основное количество газа, соответствующее расходу через
горелки, из восходящего потоке, направляется на выход из топки.
423
зонах в соответствующих сечениях
Рис. 20-2. Аэродинамика топки с фрон-
тальными прямоточными горелками. Фо-
тоснимок через боковую стенку топки
при искровом моделировании.
Таким образом, в аэродинамике топки с фронтальным расположе-
нием горелок можно выделить три ярко выраженные зоны: большой
верхний вялый вихрь, примыкающий к фронтовой стене, нижний актив-
ный вихрь, занимающий холодную воронку, и узкая полоса шириной
примерно в одну треть глубины топки, по которой вверх движется ос-
новной поток.
Для количественного определения расхода газа в названных трех
были сняты скоростные поля, кото-
рые изображены на рис. 20-3 с ука-
занием величины расхода в каждом
из них. На том же рисунке изобра-
жены линии тока, проведенные так,
что расход между двумя соседними
линиями составляет 10% от'началь-
ного расхода газа через горелки Qo.
Вихрь (в холодной воронке весьма
энергичный. В нем расход составля-
ет ~85% от начального расхода га-
за через горелки. В вихре большая
часть газов движется по периферии
со скоростью (0,154-0,2) где
Wo — скорость на выходе из горелок.
После выхода из сопл по мере рас-
пространения струи эжектируют газ
из окружающей среды, в результате
чего расход в струях увеличивается
и у задней стены составляет пример-
но 205%. В восходящем потоке по
мере продвижения расход увеличи-
вается от 122% начального расхода
в первом сечении до 161,5% в треть-
ем сечении. Поток, соответствующий
основному расходу газа (без расхо-
да в вихре), в общем восходящем
потоке занимает ширину, равную 0,29
глубины модели. Верхний вихрь
имеет продолговатую форму и зани-
мает пространство у передней стенки
топки над факелом вплоть до по-
толка камеры, а по глубине топки за-
нимает почти две трети ее, но дви-
жение в этом вихре происходит менее
интенсивно, чем в нижнем вихре. Поступление газов в факел со стороны
нижнего вихря значительно больше, чем со стороны верхнего.
При установке горелок под некоторым углом вверх аэродинамика
топки качественно не изменяется, только вихрь в холодной воронке ста-
новится менее мощным.
На основании приведенных результатов экспериментальных иссле-
дований можно сделать следующие выводы относительно влияния аэро-
динамики топки с фронтальными горелками на процесс горения. Нали-
чие вихрей у корня факела способствует зажиганию. Из вихрей горячие
газы увлекаются в факел, нагревают горючую смесь и подготовляют ее
к воспламенению. По количеству газов, поступающих в корень факела,
основным для обеспечения зажигания является нижний вихрь. Однако
424
вследствие охлаждения газов при омывании ими скатов холодной ворон-
ки температура газов до поступления в корень факела может значитель-
но понизиться.
Так, например, при сжигании подмосковных бурых углей температура топочных
газов у корня факела находится в пределах 850—900°С, а при сжигании фрезторфа —
750—800°С, тогда как в ядре факела температура соответственно колеблется в преде-
лах 1300—1450 и 1100—1300°С.
Отрицательно влияют также присосы воздуха в холодную воронку
и практикуемая в некоторых системах подача части вторичного воздуха
через устье холодной воронки. Эти потоки воздуха, поступая в нижний
вихрь, понижают температуру поджигающих газов.
Вследствие недостаточно высоких температур в очагах зажигания,
в особенности при применяемой в этих случаях замкнутой схеме сушки
425
топлива со сбросом водяных паров в зону воспламенения, в факеле
устанавливаются недостаточно благоприятные температурные и концен-
трационные условия для воспламенения и горения. Согласно § 9-7 в та-
ких условиях зажигание можно усилить за счет уменьшения теплоотво-
да из зоны реагирования, уменьшения скорости первичного воздуха
до 20—25 м/с и ее поперечных градиентов, а также ограничения коли-
чества первичного воздуха. С этой целью для топки, изображенной на
рис. 20-1,6, прямоточные горелки выполнены с внешней подачей первич-
ного воздуха и с плавно раскрывающимся раструбом, при котором за-
жигание усиливается аэродинамическим торможением периферийных
слоев факела (§ 9-7, рис. 9-10).
При недостаточно устойчивом зажигании приходится снижать ско-
рость на выходе из горелок. Это приводит, с одной стороны, к увеличе-
нию и»х выходного сечения, а с другой — уменьшению скорости турбу-
лентного распространения пламени. В результате увеличивается длина
зоны воспламенения. Это вместе с понижением интенсивности горения,
которое вызвано увеличением теплоотвода, обусловливает расположе-
ние ядра горения у задней стены топки при несколько пониженных тем-
пературах в нем.
Ухудшены условия реагирования и в зоне догорания. Развивающие-
ся в топке мощные вихри занимают значительную часть топочного про-
странства, стесняют основной поток, уменьшая его сечение, и сущест-
венно уменьшают заполнение топочного пространства факелом. При
этом рециркуляция продуктов сгорания увеличивается, что уменьшает
действующую концентрацию кислорода. В потоке с пониженной концен-
трацией кислорода и с несколько пониженной турбулентностью, из-за
отсутствия вторичной турбулизации и успокоения потока по мере паде-
ния скорости выгорание кокса в основном участке факела протекает
замедленно, что приводит к повышенным механическому и химическому
недожогу.
Выгорание основной массы топлива происходит в узкой полосе вос-
ходящего потока, примыкающего к задней стене и занимающего пример-
но треть глубины топки. Сравнительно высокие скорости в этом потоке
сокращают время пребывания топлива в топочном пространстве и ис-
пользуемый объем топки. Таким образом, высота, а следовательно, и
объем топки с точки зрения организации сжигания определяются
условиями горения в этой узкой полосе. С учетом выгорания в нижнем
вихре используемый объем топки составляет ~55—65% ее общего
объема.
Недостаточно интенсивное протекание процесса горения в ядре
факела и его растянутость приводят к тому, что температуры в факеле
недостаточно высоки, вследствие чего уменьшается теплоотдача в ниж-
ней части топки. Уменьшение теплоотвода от факела в нижней части
топки, а также увеличение доли топлива, сгорающего в зоне догорания,
приводят к повышению температуры на выходе из топки. Это создает
опасные условия шлакования вер,ха топки и первых по ходу газов кон-
вективных поверхностей. Имеется также опасность шлакования задней
стены топки под динамическим воздействием факела.
В топках с фронтальной компоновкой горелок ограничены возмож-
ности интенсификации процесса выгорания. Все воздействие на аэроди-
намику факела ограничивается выбором соответствующей конструкции
горелок, направления струй и величины выходной скорости. По мере
распространения струй в топке это воздействие ослабевает. Зона зажи-
гания факела становится практически неуправляемой.
426
Расположение ядра факела у задней стены и направление основного
газового потока вдоль нее приводят к неравномерному обогреву стен
топки. Наибольшему обогреву подвержена задняя стена, а меньшему—
фронтовая.
При использовании молотковых мельниц, мельниц-вентиляторов и
•среднеходных мельниц целесообразно применять прямоточные горелки,
обладающие меньшим сопротивлением. В случае использования ШБМ
благодаря высокому располагаемому напору мельничных вентиляторов
чаще применяют вихревые горелки.
Топки с промбункером и фронтальным расположением горелок при-
меняются ограниченно. Из-за недостаточно устойчивого зажигания эти
топки не рекомендуются для работы на слабореакционных топливах
с малым выводом летучих — АШ, полуантрацитах, тощих и каменных
углях, для размола которых преимущественно применяют шаровые ба-
рабанные мельницы. В случае топок с шаровыми барабанными мельни-
цами применение фронтальной компоновки горелок может быть связано
с принятием нового метода организации топочного процесса или с от-
дельным конкретным случаем. Топки с молотковыми мельницами и
промбункером при фронтальном расположении горелок применяются
редко. Они используются при сжигании высоковлажных топлив для
обеспечения достаточной их подсушки или при необходимости получения
высоких температур в нижней части топки с жидким шлакоудалением.
Фронтальную компоновку широко применяют на парогенераторах,
работающих на газовом топливе и мазуте.
Для топок с промбункером воздушный баланс рассчитывается по
уравнению (17-18) или (17-19). При схеме с подачей пыли частью от-
работанного сушильного агента доля I отработанного сушильного
агента, используемая для подачи угольной пыли, и доля пыли g, по-
даваемая через основные горелки в расчете по количеству сырого топ-
лива, из которой она получена, может определяться:
0</<1, ^ = т]ц+,(1—т]ц)/, а (1—£) = (1—Цц) (1—О,
где Цц+ (1—т]ц) I и (1—т]Ц) (1—Z) —соответственно количество пыли, по-
даваемой через горелки и через сбросные сопла в расчете на 1 кг сы-
рого топлива.
Согласно (17-18) уравнение воздушного баланса записывается
в следующем виде:
(<Xi -j— а2) [?]ц (1 — ?]ц) Z] -j- асбр (1 — т]ц) (1 — Z) -J- Дат = ат. (20-1)
Коэффициент избытка воздуха в сбросных соплам определяется по
уравнению
(1 _ л у°-с-а
асбр (1 — Тц) (1 — Z)VO ’ (20'2)
в котором количество воздуха в отработанном сушильном агенте У°’са
следует рассчитывать по уравнению (17-17). При схеме с подачей пыли
горячим воздухом и полуразомкнутой схеме воздушный баланс рассчи-
тывается по уравнению (17-21). Для топочных устройств с разомкнутой
системой пылеприготовления воздушный баланс рассчитывается по урав-
нению (17-24).
20-3. ТОПКА С ВСТРЕЧНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ГОРЕЛОК
Для сжигания бурых и каменных углей в топках с твердым и жид-
ким шлакоудалением на парогенератора^ производительностью до
64 кг/с (230 т/ч) как более совершенную широко применяют компоновку
427
вихревых или прямоточных горелок на боковых стенах топки, а в паро-
генераторах большей мощности — на фронтовой и задней стенах. В па-
рогенераторах производительностью до 64 кг/с в последние годы нашла
распространение в с т р е ч н а я компоновка вихревых горелок
на боковых стена.х треугольником, направленным на одной
стене вершиной вверх, а на другой — вниз (рис. 20-4). При компонов-
ке по треугольнику получается более просторное расположение горелок
Рис. 20-4. Топка
с встречным располо-
жением вихревых го-
релок треугольником
на боковых стенах.
по сравнению с расположением их в один ряд,
что позволяет создать лучшие условия для зажига-
ния и выгорания в вихревом факеле.
Рис. 20-5 и 20-6 дают представление об аэро-
динамике топки с встречным расположением пря-
моточных горелок на фронтовой и задней стенах.
Изображенные на них поля скоростей получены
в экспериментальных исследованиях на воздушной
модели. По истечении из горелок струи эжектируют
газ из окружающей среды, в результате чего рас-
ход в них увеличивается. При равенстве начальных
количеств движения встречные потоки соударяются
в центре топки (рис. 20-5) при практически одина-
ковых скоростях в них и суммарном расходе, рав-
ном в рассматриваемом случае l,88G0, где Gq— на-
чальный расход газа через горелки. В месте соуда-
рения в результате торможения динамический на-
пор трансформируется в статическое давление.
Под действием образовавшегося перепада давления
общий поток растекается вверх и вниз с повышен-
ными скоростями и вследствие этого с малым за-
полнением сечения топки: восходящий поток зани-
мает 0,57 сечения топки, причем 0,37 сечения топки
занимает основной поток. В месте разветвле-
ния расход в восходящем потоке GB составляет l,325G0, а в нисходящем
GXB— 0,55 Go. По мере движения восходящий поток расширяется. Одна-
ко полного заполнения топки не достигается. На уровне перехода в го-
ризонтальный газоход степень заполнения сечения топки восходящим
потоком составляет 0,86, причем на основной поток приходится 0,68 се-
чения топки. Максимальная скорость в этом сечении составляет 0,36Wo.
Вследствие неполного заполнения сечения камеры над горелками
у фронтовой и задней стен развиваются вихри. Часть восходящего пото-
ка с расходом Go направляется на выход из топки. Избыточный расход
рециркулирует, образуя у стен в области над горелками два больших
вихря, каждый из которых занимает до 0,3—0,35 глубины топки и рас-
пространяется почти по всей высоте топки. Расход в них соответст-
венно составляет 0,181 Gq и O,144Go.
Движение восходящего потока по вертикальной оси топки является
неустойчивым. Под действием возмущений, связанных с пульсацией дав-
ления газов, изменением соотношения импульсов встречных потоков и
других возмущений восходящий поток смещается к одной из стен. При
расположении горелок на фронтовой и задней стенах наиболее вероятно
отклонение восходящего потока к одной из них, а при боковом распо-
ложении горелок — к одной из боковых стен.
Нисходящий поток с повышенными скоростями и сравнительно не-
большим сечением проникает глубоко в холодную воронку, далее под
действием удара и разрежения, создаваемого истекающими струями,
428
разделяется на две ветви, которые вдоль скатов холодной воронки на-
правляются вверх в корневую область горелочных струй. Так, в холод-
ной воронке образуются два низкоопущенных энергичных вихря с рас-
ходом O,28Go в каждом. Количество газов, втекающих в горелочные
6r/0^0,015
П
Бр/Ба-О,27
Г
Бр /0,28
G]>/GqOJ81
Ub=50m/c :
Op/0^0,8
IY
U д - 50 М /С
х 8 / Gq — O,55',
р /О q = 0,28
Gbl&Q=f,25-,
G?/Gq = O,O1
6b/60= f,325;
GP/50= 0,!40
u/uQ
Рис. 20-5. Аэродинамика топки с встречными щелевыми горелка-
ми при равенстве количеств движения встречных струй.
~u/ug
-У^БЬ/Ба-1,О8
OJ J
u/u0
0,50-
025-
бь/бс=
0,0 Opj 0,028
IKBva
U/Uo
0,25-]
0,0
0,50-
0,25-
0,0
~op
««ЖНИ1
струи из нижних вихрей, обычно превышает эжекционную способность
струй на их начальном участке.
Вихри оказывают значительное динамическое воздействие на сте-
ны, а также на горелочные струи, несколько искривляя их оси. Часть
газа из восходящих ветвей нижних вихрей растекается вдоль стен,
на которых расположены горелки, и находит выход в верхнюю часть
топки в ее углах на уровне горелок, оказывая одновременно динамиче-
ское воздействие на экраны прилежащих стен.
429
В случае неравенства количества движения (см. рис. 20-6) поток
с большим расходом и большим количеством движения подавляет про-
тивоположный поток с меньшим расходом. Место соударения потоков
смещается к стене с меньшим количеством движения горелочных струй.
После соударения происходит растечка газов вверх и вниз вдоль этой
6P/G0=o,im
I
UB = Юм/с
gp/go-o,io
Uа=-5Ч- м/с
0,1
U/Ua
Gb/60=f,Z5
6 „/Go=O,t96
u/ua
бьДг'Л
Ср/б0=Ш
Рис. 20-6. Аэродинамика топки при неравенстве количеств движе-
ния встречных струй.
? о О
6b/6a=1,Z0
Бр/6q= 0,13
013
0,2^
0, 0 \
Ир
и/и0
Gb/GB=0,475
МД 6,16^0,375
и/и0
Gpl6a=0j76
и1и8
0,9-.
0,2-
0,0
стены. Восходящий поток с расходом l,25G0 прижимается к указанной
стене, а со стороны стены с большим количеством движения горелочных
струй устанавливается вялый вихрь большой протяженности с расходом
О,1966о- Степень заполнения восходящим потоком поперечного сечения
топки в среднем по ее высоте составляет 0,71, а на долю основного
потока приходится 0,54 сечения топки.
430
В холодной воронке нисходящий поток образует у стены с большим
количеством движения мощный вихрь с расходом O,375Go и малый вихрь
с расходом 0,10С?о у противоположной стены. Аэродинамическая картина
в этом случае напоминает аэродинамику топки с (фронтальным распо-
ложением горелок.
Неустойчивость аэродинамики наблюдается и в горизонтальном се-
чении. Как видно по полям скоростей в горизонтальной плоскости топки
по оси горелок (рис. 20-7), струи
по выходе из горелок, пройдя не-
которое расстояние, отклоняются
от своих осей. В исследованных
условиях струи, вытекающие из
горелок, расположенных на фрон-
товой стене, попарно сливаются
между собой и с расстояния Х=
— 18,1 Ьо, где Ьо — полуширина
выходного сечения горелки, еди-
ным потоком направляются в
межструйное пространство струй
противоположных горелок. Струи'
от крайних горелок задней стены
отклоняются к боковым стенам и
направляются в углы топки
у фронтовой стены. Создаются
условия, способствующие шлако-
ванию участков боковых стен,
примыкающих к фронтовой стене,
и углов топки у фронтовой стены.
В топках с встречным распо-
ложением горелок зажигание бо-
лее устойчиво, а горение протека-
ет более интенсивно, чем в топке
с фронтальными горелками. Вы-
----Направление скоростей к задней йтенке
топки
----Направление скоростей к фронту толки
Рис. 20-7. Распространение потоков в гори-
зонтальном сечении топки по оси встречных
горелок.
текающие из горелок пылевоз-
душные струи эжектируют более
горячие продукты сгорания из
вихревых зон, что обеспечивает
быстрый нагрев и воспламенение смеси. Усиление зажигания в осо-
бенности необходимо при сжигании слабореакционных топлив типов-
АШ, ПА и тощих углей. Расстояние между горелками и их вза-
имное расположение следует выбирать таким образом, чтобы способ-
ствовать поступлению к корню факела более горячих газов. В этом
отношении более благоприятным является расположение вихревых го-
релок треугольником с вершиной, обращенной на одной боковой стене
вверх, а на другой — вниз.
При соударении встречных факелов и турбулизации потока ускоря-
ется массо- и теплообмен, а усиливающиеся при этом смесеобразование
и нагрев интенсифицируют процесс горения. Однако в дальнейшем
поток распространяется при недостаточно полном заполнении сечения
топочной камеры и вследствие неустойчивости отклоняется к одной из
стен. Турбулентность потока все уменьшается, ослабляя массообмен и
смесеобразование, что затягивает выгорание угольной пыли. Более силь-
ное затягивание процесса догорания имеет место при встречной компо-
новке прямоточных горелок, при которых аэродинамическая неустойчи-
431
вость наблюдается не только в восходящем потоке, но и в горизонталь-
ном сечении по малой оси горелок.
Вследствие аэродинамической неустойчивости и отклонения основ-
ного потока к одной из боковые стен, с возможным его перебросом от
одной к другой стене, перед пароперегревателем наблюдается большая
разверка температур газов, что отрицательно влияет на его работу.
По этой же причине на парогенераторах с встречным расположени-
ем горелок с твердым шлакоудалением наблюдалось значительное шла-
кование стен топки и фестона, которое ограничивало производитель-
ность и длительность рабочей кампании. На парогенераторах большой
производительности топки с вытянутым в плане сечением при располо-
жении горелок на боковых стенах удовлетворительно работать не могут
вследствие значительного усиления аэродинамической неустойчивости.
В этом случае удовлетворительные результаты получаются при распо-
ложении горелок на длинных гранях топки, т. е. на ее фронтовой и
задней стенах.
На устойчивость зажигания и интенсивность протекания процесса
горения сильно влияет технологическая схема сжигания (см. § 17-2).
При схеме сжигания с промбункером в системе пылеприготовления и
подачей пыли частью отработанного сушильного агента имеется воз-
можность сбросом неиспользуемой его части через сбросные горелки
изменять концентрацию пыли во влажной первичной смеси и скорость
ее выхода из горелок. Уменьшение количества отработанного сушильно-
го агента, используемого для подачи угольной пыли в горелке, улучша-
ет концентрационные и температурные условия зажигания и горения
(см. § 17-2, 16-2). Наиболее благоприятные условия для сжигания име-
ют место в топкая с разомкнутой схемой сушки и подачей пыли горя-
чим воздухом (см. § 17-2 и § 16-2). Однако эта схема широко не рас-
пространилась из-за отсутствия эффективного метода полного улавли-
вания пыли из отработанного сушильного агента и очистки его перед
сбросом в атмосферу.
При применении разомкнутой схемы при сжигании топлив с легко-
плавкой золой затруднительным является обеспечение достаточно низ-
кой температуры на выходе из топки, исключающей опасность шлако-
вания конвективных поверхностей нагрева и образования на них отло-
жений. Поэтому для топлив с легкоплавкой золой целесообразной
является схема с прямым вдуванием, для каменных и бурых углей с ту-
гоплавкой золой — схема с промбункером и подачей пыли частью отра-
ботанного сушильного агента, а для слабореакционных топлив —• пре-
имущественно схема с подачей пыли горячим воздухом. Разомкнутая
схема с центральной системой пылеприготовления из-за сложности и
громоздкости установки получила небольшое распространение для бло-
ков мощностью 500 и 800 МВт на влажных углях.
Оптимальное количество первичного воздуха следует определять
для каждого конкретного случая в зависимости от технологической схе-
мы сжигания, сорта топлива, конструкции топки и горелок (см. § 16-2,
16-5).
Для слабореакционных топлив — антрацитов, полуантрацитов и
тощих углей — рекомендуется схема с подачей пыли горячим воздухом
и сбросом отработанного сушильного агента в топку через сбросные
сопла. При этой схеме повышением температуры газов в области кор-
ня факела повышается устойчивость зажигания.
Вводом отработанного сушильного агента в область за ядром горе-
ния факела расширяется область с повышенными температурами
432
•с включением в нее зоны выгорания основной массы топлива. Эта схе-
ма, называемая полуразомкнутой, применяется также для влажных
топлив при сушке их продуктами сгорания, отобранными из верхней
части топочной камеры. В области до смешения отработанного сушиль-
ного агента с продуктами сгорания в процесс горения вступает подсу-
шенная угольная пыль, горение которой вследствие повышения адиа-
батической температуры протекает при более высоком температурном
уровне. Зона горения освобождается от инертных газов, используемых
в качестве сушильного агента, и водяных паров, выделяющихся при
подсушке топлива. При этом повышается действующая концентрация
кислорода и уменьшается объем, а следовательно, суммарная теплоем-
кость газов, что ускоряет рост температур за счет тепла химического
реагирования. Все это способствует интенсификации процесса горения.-
Т а б л и ц а 20-1
Рекомендуемое количество первичного воздуха [Л. 3]
Топливо Расход первичного воздуха % от теорети- чески необходимого на горение при транс- порте пыли
горячим воздухом* сушильным агентом
АШ, полуантрациты и тощие угли 15—20 20—25
Каменные угли 20—25 25—35
Бурые угли 20—25 45—55
* При нромбункере.
Примечания: 1. При сушке топлиза газами или смесью газов и воздуха колитестзо воздуха
в сушильном агенте за мельницей должно составлять не менее 0,15 V0,
2. Температура аэросмеси для углей с Vr >35% не должна превышать 160 С.
В топках с встречным расположением горелок, благодаря лучше-
му перемешиванию в факеле потоков из различных горелок, горение
может протекать практически при отсутствии химического недожога
и с минимальными потерями от механического недожога при меньшем
избытке воздуха по сравнению с топками с фронтальной компоновкой
горелок.
Данные по рекомендуемому количеству первичного воздуха, полу-
ченные из длительного опыта эксплуатации, приведены в табл. 20-1.
При сжигании бурых углей с большим выходом летучих, воспламе-
нение которых наступает легче, количество первичного воздуха можно
увеличить до 40—50% Для улучшения смесеобразования и обеспечения
интенсивного горения кокса, находящегося после воспламенения в рас-
каленном активном состоянии. Увеличение количества первичного воз-
духа необходимо также для подсушки влажных углей в системе пыле-
приготовления, в которой часто в качестве сушильного агента исполь-
зуется горячий воздух. Бурые угли, имеющие большой выход летучих,
сжигают при грубом размоле (/?9о = 50~-60%), химический недожог при
этом практически отсутствует, а механический не превышает 0,5—1%.
При сжигании каменных углей рекомендуется уменьшать количе-
ство первичного воздуха до 25—35%, а при сжигании АШ, производи-
мом обычно при тонком размоле (7%о~8%) и избытке воздуха ат =
= 1,25, — до 20—25%. При таких условиях горение протекает с механи-
ческим недожогом — 3—5%.
При сжигании бурых углей тепловое напряжение объема топочной
камеры по условиям горения может быть повышено до 185 кВт/м3
28—541 433
[170 Мкал/м3-ч)], если это допустимо по условиям охлаждения газов,,
при каменных углях — до 175 кВт/м3 [150 Мкал/(м3-ч)], а при сжига-
нии АШ рекомендуется ее снижать до 140 кВт/м3 [120 Мкал/(м3-ч)ф
Тепловое напряжение поперечного сечения топки на один ярус горе-
лок составляет до 1,0—1,8, а общее — 2,0—6,0 МВт/м2 (см. табл. 20-2).
Открытые и полуоткрытые топки со встречной компоновкой вихре-
вых горелок нашли широкое применение на парогенераторах произво-
дительностью 42 и 64 кг/с (150 и 230 т/ч) при расположении горелок
на боковых стенах для сжигания бурых и каменных углей с твердым,
а АШ, ПА и тощих углей — с жидким шлакоудалением и на парогене-
раторах блоков 300 МВт и более при двухъярусном расположении го-
релок на фронтовой и задней стенах для сжигания слабореакционных
топлив с жидким шлакоудалением.
На прямоточных парогенераторах с горизонтальной навивкой труб
для сжигания антрацитов и тощих углей при жидком шлакоудалении
успешно применяется топка со встречным расположением щелевых го-
релок БПК-ОРГРЭС на боковых стенах, так как в этих агрегатах име-
ется возможность удобно разводить трубы.
Для топок с промбункером и подачей пыли горячим воздухом важ-
ным является выбор места сброса отработанного сушильного агента
в топку. На средних и мощных парогенераторах обычно сбросные сопла
устанавливаются на боковых стенах. При значительной ширине топки
сбросной воздух, которого обычно значительно больше, чем нужно для
сжигания содержащегося в нем топлива, плохо смешивается с топоч-
ными газами и плохо используется в процессе горения. Поэтому в этих
топках отработанный сушильный агент подается в топку через каналы
вторичного воздуха или через специально предусмотренные каналы
горелок.
Расчетные характеристики камерных топок при сжигании пылевид-
ного топлива с твердым и жидким шлакоудалением для парогенерато-
ров производительностью выше 75 т/ч приведены соответственно
в табл. 19-5 и 21-1.
20-4. ТОПКИ С УГЛОВЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ГОРЕЛОК
На парогенераторах производительностью от 33 до 66 кг/с (120—
240 т/ч) для сжигания бурых и каменных углей нашли применение
однокамерные топки с угловой компоновкой горелок, ко-
торые располагаются на боковых стенах вблизи углов топки. При
угловой компоновке горелки размещают в один, два или большее чис-
ло ярусов по одной из следующих схем: с направлением осей танген-
циально к воображаемому кругу в центре топки (рис. 20-8,а), с диаго-
Рис. 20-8. Схема компоновки угловых горелок.
а — тангенциальная; б — диагональная; в — блочная.
434
нальным (рис. 20-8,6) и с блочным (рис. 20-8,в) направлением осей.
Угловая тангенциальная компоновка испытана и на более мощных
парогенераторах с разделением топки двусветными экранами на не-
сколько параллельных отсеков, а также в топке, выполненной в виде
двухвихревой камеры.
Ниже дано описание аэродинамики топки с угловыми горелками
при указанных трех способах компоновки горелок на основании резуль-
татов экспериментальных исследований на изотермических моделях и
приведены основные характеристики их работы.
Тангенциальная компоновка. Ось горелок образует с при-
легающими стенами неравные углы с тем большей разницей, чем силь-
нее вытянута топка в плане.
В топках (рис. 20-9,а) с сечением (с отношением сторон) близким
к квадратному AfB = 14-1,2, отношением диаметра условной окружно-
сти, к которой по касательной направлены оси горелок, к стороне В
dy/B^Q,12 струи, втекающие в камеру, отклоняются от направления
осей горелок в сторону прилегающих стен, с которыми оси составляют
меньший угол. Сливаясь в общий поток, струи образуют вихрь с вер-
тикальной осью вращения, который по мере подъема раскручивается
и далее движется вдоль стен.
В области горелок поток движется почти горизонтально, а по мере
движения вверх угол подъема увеличивается и достигает примерно 30°.
В углах топки вследствие прямого удара в стену поток растекается и
угол подъема его увеличивается. Часть потока под небольшим углом
направляется вниз, развиваясь также в виде вихря.
Выше горелок центральная часть топки занята опускным вялым
потоком, скорость которого равняется примерно 0,2 скорости истечения
из горелок, а ниже горелок — восходящим осевым потоком. Опускной,
л также и восходящий осевой поток под действием основного потока
по периферии слегка закручены.
Факелы отклоняются от осей горелок под действием большего раз-
режения, образующегося в меньшем углу ai, и удара соседней струи
(см. рис. 20-8).
!28* 435
При отношении суммарной высоты горелок, установленных в одном
углу, к ширине горелки 2Л/260;С4 и dyjB = 0,08—0,12 не наблюдается-
активного динамического воздействия факелов на стены топки, . что-
является благоприятным для бесшлаковочной работы топок с твердым
шлакоудалением.
С увеличением dy и ^h!2b^ (рис. 20-9,6) отклонение от осей горе-
лок увеличивается. При этом увеличивается протяженность нисходя-
щего осевого потока, а восходящий осевой поток в нижней части'
уменьшается и, наконец, по всей высоте центральной части камеры-
устанавливается нисходящее течение. Изменяется и аэродинамика по-
токов на уровне горелок. Факелы, вытекающие из горелок, имеющих
меньший угол щ между осью и нормалью к боковой стене, на которой
установлена горелка (см. рис. 20-8), отклоняются и набегают на фрон-
товую и заднюю стены под углом атаки, доходящим до 60°, создавая
опасные условия по шлакованию. Факелы, вытекающие из горелок,
установленных под большим углом а2, с отрицательным углом атаки
прилипают к стенам, на которых установлены горелки. Расстояние, на
котором происходит удар факела в фронтовую и заднюю стены, и угол
атаки зависят от величин углов щ и а2 и относительной высоты горелок.
С точки зрения описанной аэродинамики становится понятным на-
блюдающийся характер шлакования при тангенциальной схеме установ-
ки горелок (рис. 20-8,а). При топочном вихре газов по часовой стрелке
шлак налипал на левом крае фронтовой стены и на правом крае задней
стены. При вращении топочного вихря против движения часовой стрел-
ки налипание шлака имеет место на правом крае фронтовой и левом?
крае задней стен топки.
Чем сильнее вытянута топка в плане, т. е. чем больше она откло-
няется от квадратной формы, тем больше разница между углами, об-
разованными осью горелки и прилегающими стенами. Вследствие этого
отклонение струй под действием удара и перепада давления увеличи-
вается, увеличивая опасность шлакования.
Диагональная компоновка. Оси всех горелок пересекают-
ся в центре топки, факелы образуют две эффективно действующие
друг на друга группы струй (рис. 20-8,6). Первая группа образуется
струями, вытекающими из горелок 1 и 2, а вторая — струями из горе-
лок 3 и 4. Взаимодействие этих групп струй определяет характеристи-
ку аэродинамики топки. В квадратной (в плане) топке при одинаковом
количестве движения вытекающие из сопл струи распространяются
вдоль своих осей и соударяются в центре топки. В топке, имеющей
в плане прямоугольное сечение, струи каждой группы до столкновения
в центре топки сливаются в единый поток. Под действием повышенного
давления в центре топки, образующегося в результате удара струй, от
места столкновения вверх и вниз устремляются потоки с большой ско-
ростью. Область у стенок непосредственно над факелами занята значи-
тельными вихревыми зонами.
Основная масса газов движется вверх. Вначале сечение этого пото-
ка несколько уменьшается. Затем в процессе турбулентного расшире-
ния по свободным границам, сопровождающегося тормозящим эффек-
том, оказываемым вихревыми зонами, скорость в восходящем потоке
падает. Поток расширяется и на выходе из топки занимает почти все
се сечение. Нижний поток разделяется на две ветви, которые в холод-
ной воронке образуют вихри и вновь поступают в факел у боковых стен.
Однако такой режим неустойчив. При увеличении расхода в одной
из групп струй аэродинамика изменяется. Место соударения смещается
436
к стене, горелочные струи которой имеют меньшее количество движе-
ния. К той же стене перебрасывается подъемный поток. С другой
стороны устанавливается опускной поток, который стекает к факелу,
образуя огромный, но вялый вихрь. Нижний поток также отклоняется
к стене, расход смеси через горелки которой меньше, и, омыв холодную
воронку, втекает в корень противоположных факелов, образуя в холод-
ной воронке энергичный вихрь.
Блочная компоновка. В топке с угловой блочной компонов-
кой горелок (рис. 20-8,в) при равных количествах движения струи из
горелок противоположных боковых стен образуют два потока, которые
затем устремляются друг к другу. После соударения газы направляют-
ся в центральный неустойчивый восходящий поток. При превышении
количества движения с какой-либо стороны или при каком-либо слу-
чайном возмущении поток смещается к противоположной стене, у кото-
рой стабилизируется восходящий поток. При прямоугольной топке наи-
более вероятно прижатие потока к одной из широких стен.
Благодаря описанному характеру аэродинамики в топках с угловы-
ми горелками зажигание устойчивое. Основными недостатками их явля-
ются недостаточно интенсивное протекание процесса горения и сравни-
тельно сильное шлакование, в особенности имеющее место при твер-
дом шлакоудалении из топки. На уровне горелок наблюдается местное
шлакование. Выше горелок имеет место сравнительно равномерное
общее шлакование всех стен вследствие омывания их газами.
Топки с угловым тангенциальным расположением горелок ра-
ботают более эффективно при выполнении их с поперечным сечением,
близким к квадратному, с отношением сторон не более 14-1,2. В этом
случае уменьшается динамическое воздействие факелов на стены, что
снижает опасность шлакования, уменьшается также центральный вихрь
продуктов сгорания. В толках с диагональной и блочной компоновкой
горелок наблюдается шлакование фронтовой п задней стен, в особенно-
сти в гибах скатов холодной воронки. Неустойчивая аэродинамика этих
топок усиливает опасность шлакования.
С целью использования газового регулирования температуры пере-
грева пара изменением положения факела по высоте топки в ряде слу-
чаев применялись угловые прямоточные горелки, сопла первичного и
вторичного воздуха которых поворачиваются вокруг горизонтальной
оси. Это одновременно расширяло возможности по наладке и предот-
вращению шлакования в топке.
Топки с угловыми горелками имеют повышенную эжекцию газов
из окружающей среды в основной поток и повышенную интенсивность
теплоотдачи из него. В результате этого в реагирующем потоке умень-
шается аккумуляция тепла, выделяющегося при горении топлива, и
температуры в факеле стабилизируются на недостаточно высоком уров-
не (см. § 5-9 и 16-4), что обусловливает недостаточно интенсивное про-
текание процесса горения. Эти неблагоприятные условия в топке с тан-
генциальной компоновкой связаны с разобщенным распространением
факелов горелок, расположенных в разных углах топки, и движением
газового потока, образующегося после слияния струй, вдоль экраниро-
ванных стен, а в топках с диагональной или блочной компоновкой —
сддвижением основного потока на значительной высоте с неполным за-
полнением сечения топочной камеры.
При недостаточно интенсивном горении и сравнительно невысоких
температурах уменьшается доля топлива, сгорающего в ядре факела,
и увеличивается его доля, выгорающая в зоне дожигания факела. Это
29—541 437
приводит к уменьшению радиационной теплопередачи в топочной каме-
ре и к повышению температуры газов на выходе из топки, что часто»
вызывает шлакование фестона и первых по ходу газов конвективных
поверхностей нагрева.
При жидком шлакоудалении, горение в этих топках интенсифици-
руется, а опасность шлакования уменьшается.
Во избежание чрезмерной интенсивности вращения вихря скоро-
сти пылевоздушной смеси и вторичного воздуха на выходе из угловых
горелок в тангенциальной топке рекомендуются не выше 30—40 м/с.
Такие же скорости рекомендуются при диагональной и блочной компо-
новке горелок.
В топке с тангенциальным расположением горелок обогрев стен
равномерен. В топках с угловым расположением горелок схема пылепро-
водов и воздухопроводов сложнее, пылепроводы получаются более
длинными и имеют больше гибов. Повороты нарушают равномерное
распределение пыли, повышают износ пылепроводов и потерю напора
в них. Размещение горелок в углах задней стены часто затруднено из-за
близости конвективной шахты.
При проектировании топок с угловыми горелками можно пользо-
ваться расчетными характеристиками камерных топок, приведенными?
в табл. 19-5 и 21-1.
20-5. ТОПКА СО ВСТРЕЧНО-СМЕЩЕННЫМИ СТРУЯМИ
В топке с встречно-смещенными струями (ВСС) сжигание пыле-
видного топлива организуется в факеле, состоящем из системы встреч-
но-смещенных плоских струй. В топке системы МЭИ с встречно-сме-
щенными струями (рис. 20-10) щелевые горелки размещаются на двух
противоположных стенах на одинаковом уровне, расстояние между ося-
ми соседних горелок 2Во, горелки располагаются в один или несколько
ярусов.
В горизонтальной плоскости горелки противоположных стен сме-
щены относительно друг друга на половину расстояния между сосед-
ними горелками, т. е. на величину Bq. На стене с большим на единицу
числом горелок расстояние крайних из них до примыкающих стен Щ —
= (1,5-е-2) 27/, где 2Н — расстояние между двумя соседними горелками.
В топках с прямоугольным сечением целесообразно горелки размещать
на широких стенах.
Аэродинамика топки была исследована на воздушной модели. Учи-
тывая симметрию в горизонтальном сечении топки по оси горелок,,
поток можно разбить на полосы шириной 2В0 (рис. 20-1'1), в каждой из
которых картина течения повторяется.
На этом рисунке сплошными линиями показаны профили скоро-
стей в поперечных сечениях камеры в одном направлении, а пунктир-
ными— в обратном направлении. Для полноты представления кинема-
тической структуры системы встречно-смещенных струй на полях ско-
ростей проведены линии тока так, что расход между двумя соседними
из них составляет 10% начального расхода.
Между каждой парой смежных встречных струй, например сопл А
и В, образуется продолговатая замкнутая циркуляционная зона, для
краткости названная вихрем, внутри которого располагается поверх-
ность нулевых продольных скоростей 3. В зависимости от геометриче-
ского параметра Н/L, представляющего собой отношение величины про-
стенка 2Н между двумя соседними соплами к расстоянию между сте-
438
нами 2L, на которых они располо-
жены, вихрь в межструйном про-
странстве занимает часть при
(////,<$; 0,17) или простирается по
всей глубине камеры (при
>0,17).
Потоки, вытекая из сопл,
эжектируют газ встречной ветви
вихря, образуя струю с внутренней
границей зоны смещения 0—1 и
внешней —0—2. По мере распро-
странения струи зона смешения
расширяется и в сечениях Х = ХСЛ
занимает все сечение полосы Во,
выделяя на участке Хо—ХСл зону
раздельного движения струй.
В средней части камеры на уча-
стке между сечениями слияния
струй потоков сопл каждой сте-
ны смежные встречные струи име-
ют общую зону смешения шири-
ной, равной расстоянию между их
осями Во. В этой зоне совместно-
го движения струй пограничный
слой простирается от оси одной
до оси примыкающей встречной
струи.
Течение в системе встречно-
смещенных струй является трех-
мерным. Однако наиболее ха-
рактерной и опредляющей яв-
Рис. 20-10. Топка МЭИ с встречно-смещен-
ными струями.
ляется структура течения в пло-
скости XY при Z — 0. Так как при Го =/o/i>o = 3-4-5 длина участка дву-
мерного течения в плоскости XZ при У—0 Xhz >2L, то в этой характер-
ной плоскости в пределах камеры течение можно рассматривать пло-
ским.
29*
Рис. 20-11. Распространение потоков в горизонтальном сечении топки с встречно-сме-
щенными струями по оси горелок (ось абсцисс х = х/60).
H/L=0,17; Я/60=3; Zo/6o=3,3.
На рисунке вместо х—хсл следует читать (х—xcsi)/bt.
439
При полном взаимном проникновении встречно-смещенных струй,
отсутствии утечки газов при ударе струй в стены и удовлетворении
эжекционных свойств струй за счет газов вихря согласно закону сохра-
нения массы количество газа, направляющегося на ,выход из системы,
должно равняться его расходу через сопла. Газы же, эжектируемые
струями, на протяжении зоны их раздельного движения должны вовле-
каться в замкнутое циркуляционное движение. Поэтому потоки газов,
поступающие эжекцией в струи как присоединенные массы, в зоне их
Рис. 20-12. Аэродинамика топки с встречно-смещенными струями.
смешения образуют противоположные ветви вихря 4 и 5. После выхода
основной массы газа из системы струй эти ветви вихря направляются
по осям струй, формируя их конечные участки 6 и 7. Последние в виде
встречного потока становятся окружающей средой в зоне раздельного
движения встречных струй, эжектируются встречными струями и вместе
с ними в качестве присоединенной массы направляются обратно, про-
440
Горелка. А
Горелка В
Рис. 20-13. Структурная схема
факела в топке с встречно-сме-
шанными струями.
должая дальнейший круговорот. Следовательно, в каждой паре смеж-
ных встречно-смещенных струй одна ветвь вихря принадлежит одной из
струй, а другая — встречной струе. Находясь в зоне смешения встреч-
ных струй на пути движения от одной стены к противоположной,
в процессе турбулентного обмена каждая ветвь приобретает свойства
газов своей струи. У противоположной стены газ, содержащийся в вих-
ре, перетекает во встречную струю и передает ей приобретенные каче-
ства (температура, концентрация составляющих, примеси и т. д.). Име-
ет место также непосредственный турбулентный обмен между двумя
ветвями вихря как находящимися в зоне смешения, общей для этой
пары смежных встречно-смещенных струй. Следовательно вихрями,
развивающимися в системе встречно-смещенных струй, осуществляется
перенос из струй сопл одной стены камеры в струи сопл противополож-
ной стены и в обратном направлении всех субстанций этих струй. Вих-
рями может быть осуществлен перенос газовых компонентов, твердых
примесей, тепла и количества движения.
На рис. 20-12 аэродинамическая картина течения по высоте топки
с Я/Л = 0,18; Zo/i»o=3,5 при горизонтальном расположении горелок
представлена полями скоростей в различ-
ных поперечных сечениях и линиями то-
ка, изображенными пунктирными линия-
ми в плоскости, проходящей через боль-
шую ось симметрии фронтовой горелки
параллельно продольной оси топки,
а сплошными — через большую ось зад-
ней горелки. Профили скоростей в верти-
кальных плоскостях, проходящих через
оси фронтовой и задней горелок, не сим-
метричны и смещены к противоположным стенам. В полосе шириной Во
между указанными двумя вертикальными плоскостями течение проте-
кает при повышенных поперечных градиентах скорости. Вследствие по-
вышенного трения происходит быстрое выравнивание скоростных полей.
Восходящий поток интенсивно расширяется и в сечении III практически
равномерно заполняет все сечение топки. Сравнивая область течения
в топке над горелками с областью в топке с встречно-лобовым располо-
жением горелок (рис. 20-6 и 20-7), видим, что заполнение топки лучше
и более равномерно, а средняя скорость значительно меньше. Соответ-
ственно нисходящий поток и вихри в холодной воронке слабее, менее
опущены вниз, скорости в них меньше, и они более плавно омывают ска-
ты холодной воронки.
В соответствии с описанной аэродинамикой топки с встречно-сме-
щенными струями, которая была изучена на воздушной модели, процесс
горения в ней можно представить протекающим следующим образом.
При стационарном горении в топочной камере между факелами двух
смежных встречно-смещенных пылевоздушных струй щелевых горелок
А и В образуется продолговатый вихрь продуктов горения, изображен-
ный замкнутыми линиями тока 4—5 (рис. 20-13).
Пылевоздушные потоки, вытекая из горелок, расположенных на
противоположных стенах топки, на длине зоны их раздельного движе-
ния эжектируют продукты сгорания из встречной ветви вихря, что
обеспечивает их устойчивое зажигание ограниченным количеством га-
зов. Газы, поступающие эжекцией в струи как рециркуляционные, могут
совершать движение по замкнутому контуру. В двумерном потоке
в плоскости, проходящей через малые оси начального сечения горелок,
441
это движение совершается в межструйном вихре. Поэтому расход газов
в вихре равен количеству газов, поступивших эжекцией в струю в еди-
ницу времени.
В зоне совместного движения струй вихрь входит в состав замыка-
ющих его факелов горелок А и В ветвями 4 и 5. В этой зоне между
встречно-смещенными факелами и вихрем происходит интенсивный
массо- и теплообмен. Теплообмен совершается между ветвью вихря и
примыкающим факелом, в состав которого она входит, а также между
обеими ветвями, входящими в общую зону смешения факелов, замы-
кающих вихрь.
При описанной организации процесса посредством переноса
такими вихрями компонентов горючей смеси и продуктов ее сгорания
в топке с встречно-смещенными струями .происходит интенсивный тепло-
и массообмен, выравнивается распределение компонентов горючей сме-
си, а поток турбулизируется. Это интенсифицирует горение и позволяет
вести процесс при меньших избытках воздуха. Выгорание угольной
пыли продолжается в потоке, восходящем из системы встречно-смещен-
ных струй в топочное пространство.
В топке со встречно-смещенными струями создаются благоприят-
ные условия для интенсификации процесса сжигания и обеспечения
бесшлаковочной работы. Обеспечивается устойчивое зажигание прину-
дительной подачей горячих продуктов сгорания факелов горелок одной
стены в межструйное пространство встречных факелов. Зажиганию
способствуют умеренные вихри, образующиеся в холодной воронке и над
факелом. При этом способе зажигания горячие газы на пути своего
течения изолированы от экранных поверхностей и поступают в корень
пылевоздушных струй с более высокой температурой, а факел не балла-
стируется избыточным количеством инертных газов.
При зажигании встречным потоком скорость на границе горящей
пылевоздушной струи падает до нуля и устанавливается расширенная
зона с малыми скоростями и малыми поперечными градиентами про-
дольной скорости. Это способствует уменьшению теплоотвода из зоны
интенсивного реагирования, а следовательно интенсификации воспла-
менения.
Периферийной подачей угольной пыли с ограниченным количест-
вом первичного воздуха обеспечивается непосредственный контакт за-
пыленной струи с горячими топочными газами, что способствует высо-
кому нагреву горючей смеси и повышению концентрации угольной пыли
в ней, т. е. созданию благоприятных условий для протекания химиче-
ских реакций в реагирующей смеси.
Уменьшение количества рециркулируемых продуктов сгорания, рас-
ходуемых для обеспечения зажигания факела, ограничение количества
первичного воздуха и уменьшение теплоотвода из реакционной зоны
создают благоприятные условия для прогрессирующего роста темпера-
туры за счет тепла, выделяющегося при химическом реагировании, т. е.
для воспламенения.
Таким образом, при организации сжигания в системе встречно-сме-
щенных струй зажигание обеспечивается комплексом мероприятий, на-
правленных, с одной стороны, на обеспечение высокого нагрева горю-
чей смеси и создание в ней благоприятных концентрационных условий,
а с другой — на создание условий для прогрессирующего развития хи-
мического реагирования, приводящего к воспламенению.
Увеличение нагрева за счет тепла химического реагирования, кото-
рое достигается благодаря уменьшению массы реагирующей среды, от-
442
каза от рециркуляции продуктов сгорания для целей зажигания, умень-
шению теплоотвода, сжигание в системе струй и своевременный ввод
вторичного воздуха в процесс горения обеспечивают значительное пре-
вышение интенсивности тепловыделения над интенсивностью теплоотво-
да. В результате этого равновесие между тепловыделением и теплоотво-
дом наступает при более высоких температурах, устанавливающихся в
‘факеле. В этих условиях процесс горения протекает весьма интенсивно
и в ядре факела выгорает основная масса топлива при повышенных
температурах.
Глубокое взаимное проникновение встречных струй и наличие по-
перечных градиентов скорости турбулизирует поток. Значительная тур-
булизация потока имеет место при хорошем заполнении топочного
пространства, а следовательно, при увеличенном времени пребывания
горючей смеси в камере.
Вследствие интенсификации радиационной теплопередачи в нижней
части топочной камеры и снижения тепловыделения в зоне догорания
существенно уменьшается температура газов на выходе из топки. Вме-
сте с этим сжигание в системе взаимодействующих струй с окислитель-
ной средой при отсутствии прямых ударов факела в экраны способст-
вует бесшлаковочной работе топки и устранению прочных отложений на
конвективных поверхностях.
Топка с встречно-смещенными струями получила значительное рас-
пространение для сжигания бурых и каменных углей на парогенерато-
рах производительностью до 66 кг/с. Парогенераторы с топками ВСС
’работают с высокой интенсивностью, экономичностью и надежностью.
Для топок с встречно-смещенными струями (ВВС) можно пользоваться
расчетными характеристиками для пылеугольных топок с твердым шла-
коудалением, приведенными в табл. 19-5, а с жидким шлакоудалени-
^ем — в табл. 21-1.
20-6. ПРОЦЕСС ШЛАКООБРАЗОВАНИЯ И МЕТОДЫ УСТРАНЕНИЯ
ШЛАКОВАНИЯ
В твердых топливах внутренней золы содержится обычно немного,
при тонком размоле она преимущественно отделяется в виде мелких
половых частиц. Зола, находящаяся в сравнительно крупных частицах
топлива, при выгорании также выделяется в мелкодисперсном состо-
'ЯНИИ.
Температура в ядре факела зависит от технических характеристик
топлива, главным образом его влажности, температуры подогрева воз-
духа и его избытка, а также от интенсивности теплоотдачи в топке.
Температура в ядре факела достигает 1300—1700°С и обычно превыша-
ет температуру начала размягчения /2 и температуру начала жидко-
плавкого состояния /3 золы многих сортов углей. Мелкие частицы золы,
пройдя ядро факела в зоне высоких температур, размягчаются, частич-
но или полностью расплавляются, принимая сферическую форму, и ча-
стично газифицируются.
Входящие в состав минеральных примесей углей окислы SiO2 и
‘особенно А12О3 повышают температуру плавления шлаков, а окислы
железа FeO, Fe2O3, кальция СаО и магния MgO и окислы щелочных
металлов NagO и КгО понижают ее. Обычно температура плавления
золы зависит от соотношения содержания кальция и кремнекислоты
\в золе топлива, понижаясь с увеличением содержания кальция. В ре-
зультате этого при горении углей происходит сепарация в шлак частиц,
443
обогащенных кремнекислотой и AI2O3, а в уносе остаются частицы с по-
вышенным содержанием кальция.
Вследствие интенсивной теплоотдачи излучением температура га-
зов в топочной камере понижается. При этом продукты сгорания до
выхода из топки должны быть охлаждены до температуры, обеспечи-
вающей затвердевание уносимых ими жидких частиц золы. Эта тем-
пература для различных топлив находится в пределах 1000—1150°С
(см. табл. 19-1).
Кроме того, в топках с твердым шлакоудалением частицы золы
затвердевают, попадая в пристеночный слой газов пониженной темпе-
ратуры. Часть затвердевших частиц выпадает в шлаковый бункер,,
а большая часть их уносится вместе с газами в конвективные газоходы.
За температуру затвердевания шлака условно принимают h—50°С.
Если частицы золы до выхода из топки не успевают затвердеть, то-
они в жидком или размягченном виде, попадая на полурадиационные
и конвективные поверхности, могут прилипать к ним, образуя наросты
шлака и отложения золы. Шлакование и отложение золы на полура-
диапионных поверхностях, фестоне и конвективных поверхностях, раз-
мещаемых в газоходах после топки, может происходить также и сле-
дующим образом.
При работе парогенератора на трубах конвективных поверхностей
нагрева оседает летучая зола, уменьшая интенсивность теплоотдачи от
омывающих их газов. Температура газов и температура внешних за-
грязнений повышается, загрязнения размягчаются, и постепенно на тру-
бах образуются шлаковые гребешки. Дальнейшее развитие шлакования
идет прогрессивно с оплавлением наростов и перекрытием ими зазоров
между трубами. Вследствие уменьшения зазоров между трубами уве-
личивается сопротивление, уменьшается тяга, уменьшаются избытки
воздуха в топке, что способствует дальнейшему усилению шлакования.
В начальной стадии шлакования фестона обычно образуется рых-
лый пористый шлак, который легко удаляется обивкой. Однако эта
работа трудоемка.
При недостаточном экранировании стен топочной камеры и холод-
ной воронки и недостаточном наклоне ее скатов на участках с открытой'
и поэтому горячей обмуровкой легко прилипает размягченная зола,
а на пологих скатах образуются золовые скопления. В потоках газов
в топочной камере и в холодной воронке капли жидкого шлака могут
не успеть гранулироваться, а шлак, накопившийся на пологих скатах,
размягчается.
Местами очагов первичного шлакообразования являются слабо-
экранированные участки стен с открытой обмуровкой, участки разводки
экранных труб, пологие участки перехода задней стены в горизонтальный-
газоход, корзина разводки труб заднего экрана в фестон, гибы и недо-
статочно крутые скаты холодной воронки.
При ударе факела в настенные экраны под большим углом атаки
образуются шлаковые наросты. Нарушая пристенный слой газов с по-
ниженной температурой, горячие газы факела достигают стен, при этом
содержащиеся в них жидкие частицы, ударяясь и оседая, образуют на
экранах большие шлаковые наросты. Так, например, происходит мест-
ное шлакование задней стены топки с фронтальными горелками. Часто
шлакование вызывается вторичными течениями, набегающими на стены.
Попадая в эти потоки, частицы жидкой или размягченной золы пере-
носятся на настенные экранные поверхности и образуют пленку с более
высокой температурой. Попадающие на нее размягченные и твердые
444
частицы золы осаждаются на этой пленке, вызывая местное ограничен-
ное шлакование при наличии вблизи охлаждающих потоков, или рас-
плавляются и в жидком виде стекают вниз до мест, благоприятных для
осаждения или где температура шлака может понизиться до темпера-
туры затвердевания. В этих местах шлак застывает и образует твер-
дый нарост, постепенно увеличивающийся.
Наличие в топке отдельных даже небольших неэкранированных
участков стен, в особенности в области холодной воронки, может
явиться причиной .сильного шлакования. Первоначальным шлаковани-
ем этих мест создаются очаги прогрессирующего осаждения шлаков,
которые способствуют сильному местному шлакованию значительной
области.
Так, например, в парогенераторе типа БКЗ-140-120, работающем на фрезерном
торфе, в холодной воронке ниже боковых экранов имелись неэкранированные участки.
После осаждения на них размягченной золы наступало прогрессирующее шлакообразо-
вание, захватывающее боковые стены и углы топки местами вплоть до горелок.
При образовании на вертикальных стенах нароста больших разме-
ров сила тяжести нароста может преодолеть силы сцепления шлака со
стеной. Шлак крупными кусками отрывается и падает с большой вы-
соты, что иногда приводит к серьезным повреждениям, даже к выры-
ванию экранных труб из коллекторов. Местное шлакование происходит
на отдельных участках, благоприятных для осаждения и накопления
шлаков, например на слабо наклоненных и указанных выше неэкрани-
рованных участках, а также в местах разводки труб, выступающих
в топку. В топке может иметь место общее шлакование, т. е. одновре-
менное постепенное, медленно нарастающее шлакование большей части
настенных экранов.
Опасность шлакования полностью отсутствует лишь при сжигании
углей с тугоплавкой золой.
Проблема предотвращения шлакования в пылеугольных топках
с твердым шлакоудалением является очень сложной.
Исходя из того, что образование шлаковых наростов связано с на-
липанием частиц расплавленной или размягченной золы на сравнитель-
но холодных экранных поверхностях, пытались предотвратить шлако-
вание путем грануляции этих частиц в потоке газов. Поэтому появились
предложения о понижении температуры газов в районе интенсивного
шлакования, обычно наблюдаемого по поясу большей или меньшей
высоты на уровне горелок. Предлагавшиеся методы решения указанной
проблемы по своему характеру можно подразделить на две группы.
Содержавшиеся в первой группе предложения предусматривали пони-
жение температуры подачей теплопоглощающей среды в топочную ка-
меру. Второй группой предложений рекомендовалось сжигание в низ-
котемпературном факеле.
К первой группе относятся следующие предложения: сброс части
отработанного сушильного агента в топку в области расположения
горелок; рециркуляция дымовых газов сравнительно низкой темпера-
туры, отобранных из конвективных газоходов, в нижнюю часть топки;
сжигание топлива с повышенными избытками воздуха; локальная по-
дача воздуха или дымовых газов низкой температуры в места усилен-
ного шлакования.
При сжигании влажных бурых углей со сбросом в топку сушильного
агента с большим содержанием водяного пара снижается температура
газов и устраняется шлакование стен на уровне горелок и в нижней
части топки. Однако из-за понижения температурного уровня умень-
445.
шаются доля сгорающего топлива и лучистая теплопередача в нижней
части топки и соответственно увеличиваются доля сгорающего топлива
и тепловыделение в верхней части топочной камеры. В результате этого
повышается температура на выходе из топки, создается опасность шла-
кования ее верхней части и в особенности фестона и горячего пакета
пароперегревателя. Случаи переноса шлакования с нижней в верхнюю
часть топки при подаче сброса в область горелок, в частности, наблю-
дались на парогенераторах, работающих на подмосковных углях.
Предотвращение шлакования рециркуляцией дымовых газов так-
же достигается посредством снижения температуры газов в нижней
части топки. В результате забалластирования топки рециркулируемыми
газами (при одновременном осуществлении сброса, который обычно
вводят выше горелок) процесс горения может существенно затягивать-
‘ ся, а значительное увеличение массы газов приводит к понижению
температурного уровня по всей высоте топки. Поэтому при применении
этого метода принимается пониженное тепловое напряжение объема то-
почной камеры.
Аналогичным по результатам является способ предотвращения
шлакования организацией сжигания с большими избытками воздуха.
Рециркуляция дымовых газов является сравнительно экономичным
мероприятием, так как организация сжигания с повышенными избыт-
ками воздуха связана с увеличением потерь с уходящими газами, хотя
в первом случае агрегат осложняется установкой вентилятора-дымо-
соса рециркуляции.
Посредством сброса в топочную камеру влажного отработанного
сушильного агента, организацией сжигания с повышенными избытками
воздуха или рециркуляцией дымовых газов можно уменьшить и даже
устранить шлакование в нижней части топки. Но появляющаяся при
этом опасность шлакования фестона не позволяет существенно повы-
сить бесшлаковочную производительность парогенератора.
Некоторые из указанных мер по предотвращению шлакования по-
дачей в топку теплопоглощающих сред могут быть использованы при
решении частных задач. Так, рециркуляция отработанных продуктов
сгорания в верхнюю часть топки представляется приемлемой для устра-
нения шлакования фестона и пароперегревателя без ухудшения условий
зажигания и выгорания угольной пыли в факеле. В некоторых случаях
может быть оправданной рециркуляция небольшой доли дымовых газов
в места усиленного шлакования. Так, например, известны случаи успеш-
ного применения рециркуляции для устранения шлакования газозабор-
ных окон.
Вторая группа мероприятий по устранению шлакования предусма-
тривает снижение температур в районе горелок организацией сжигания
в размытом факеле. Организуя сжигание в разобщенных или слабо
взаимодействующих факелах отдельных горелок или в вихревом потоке
при повышенной рециркуляции без явно выраженного факела можно
получить общий размытый факел. В разобщенных факелах между по-
токами горящих факелов будут развиваться потоки рециркулирующих
газов со сравнительно пониженной температурой, что обусловит пони-
жение температуры в факеле и следовательно будет способствовать
устранению шлакования. В таких размытых факелах из-за менее вы-
соких температур горение будет более растянутым. Сравнительно не-
высокие температуры в топке при размытом факеле способствуют пред-
отвращению шлакования в нижней части топки. Однако появляющаяся
опасность шлакования верхней части топки и фестона не позволяет
446
существенно повысить бесшлако'вочную производительность парогене-
ратора.
Таким образом, снижением температуры в нижней части топки за
счет подачи охлаждающей среды или организацией сжигания в раз-
мытом факеле не представляется возможным значительно повысить
бесшлаковочную нагрузку, так как эти мероприятия одновременно
ухудшают условия зажигания и горения и поэтому приводят к повыше-
нию температуры на выходе из топки, создавая опасность шлакования
фестона. Устранение шлакования рециркуляцией газов в нижнюю часть
топки, а в особенности сжиганием при больших избытках воздуха до-
стигается понижением интенсивности горения, паропроизводительности
и экономичности работы парогенератора.
Шлакование фестона может быть устранено существенным пони-
жением температуры на выходе из топки, которое достигается органи-
зацией интенсивного сжигания в системе взаимодействующих струй
в нижней части топки. Интенсификация радиационной теплоотдачи
в нижней части топки, увеличение степени выгорания в ядре факела
и соответственно сокращение доли топлива, выгорающего в зоне до-
горания, и одновременное уменьшение ее длины могут привести к по-
нижению температуры газов вверху топки.
Шлакование настенных экранов может быть устранено сохране-
нием пристеночного газового слоя с пониженными температурами, для
чего массо- и теплообмен этого слоя с высокотемпературными газами
факела не должен быть интенсивным. С этой целью аэродинамика
должна быть организована так, чтобы не было ударов факела, несу-
щего частицы расплавленной золы, в стены под значительным углом
атаки, а также отсутствовали вторичные течения, направленные в гибы
холодной воронки или в другие места, благоприятные для осаждения
и накопления шлаков, способные вызвать сильное местное шлакование.
Уменьшением дальнобойности факела, высоким темпом падения
скорости в нем и увеличением подъемных сил интенсификацией горения
можно достигнуть плавного омывания факелом настенных экранов. Это
позволяет ослабить динамическое воздействие потоков на экраны и
сохранить пристеночный газовый слой с пониженной температурой.
Вышеприведенный способ предотвращения шлакования, разрабо-
танный в МЭИ, позволил предотвратить шлакование и повысить бес-
шлаковочную нагрузку парогенераторов на ряде электростанций, ра-
ботающих на каменных, бурых подмосковных углях и фрезерном торфе.
На тепловых электростанциях, работающих на твердых топливах
с значительным содержанием соединений кальция и железа, а также
щелочных металлов, как, например, бурых углях Ирша-Бородинского и
Назаровского месторождений Канско-Ачинского бассейна, на торфах
отдельных месторождений Тюменской области, на эстонских сланцах,
имеет место интенсивное образование плотных сульфатносвязанных от-
ложений на конвективных поверхностях нагрева при температурах ниже
температуры размягчения и плавления золы.
Образование отложений приводит к ограничению нагрузки пароге-
нераторов, падающей в ряде случаев до 60—70% от номинальной, и
к необходимости периодической остановки на очистку поверхностей от
загрязнений.
В газах, поступающих из топки в газоходы парогенератора, содер-
жится летучая зола, наиболее мелкие ее фракции выпадают и под дей-
ствием молекулярного притяжения осаждаются на поверхности нагре-
ва. Часть золовых частиц может находиться в размягченном состоянии
447
с пониженной вязкостью, могут быть и частицы, имеющие на своей
поверхности тонкую жидкую, липкую пленку, состоящую из сплавов-
сульфидов железа с низшими окислами железа l(FeO), с другими суль-
фидами и с силикатами. Размягченные частицы, которые несутся по-
током газов с большой скоростью, при ударе о поверхности нагрева
или с осевшими ранее частицами деформируются и создавшейся пло-
щадкой прилипают, а частицы с липкими пленками легко приклеивают-
ся, образуя отложения на лобовой части труб.
Ряд исследователей [Л. 58] считает, что процесс загрязнения обу-
словливается появлением в золовых частицах при определенных усло-
виях низкотемпературных соединений, обычно сульфида кальция CaS
или эвтектических смесей, например, типа CaS—CaSCh с температурой
плавления 830—850°С, которые обладают высокой текучестью и, выходя
на поверхность частиц, придают им липкие свойства. Например, пред-
полагается, что таким образом появляются липкие участки на поверх-
ности нагрева или на поверхности золовых частиц при сжигании канско-
ачинских углей.
На поверхности нагрева жидкие пленки могут быть также образо-
ваны соединениями железа FeO; FegOs; FeS и при наличии низкотем-
пературной эвтектики в системе Fe—FeO—FeS. Известно, что с увели-
чением содержания железа в золе снижается температура плавления
последней. Температура плавления сульфидов железа в присутствии
других сульфидов, а также некоторых окислов, в особенности FeO,
снижается до 800—900°С.
Было обнаружено, что в тонких фракциях золы содержание СаО
незначительно, а в отложениях, образуемых ими, обнаруживается отно-
сительно высокое содержание FegOs. Поэтому И. П. Эпик |[Л. 59] пред-
полагает, что кроме свободной СаО в образовании отложений участву-
ют также соединения с более высоким содержанием FegOs, возможно*
ферриты кальция, которые под влиянием SOg разлагаются, образуя
CaSOi и FegOs.
При сжигании углей, содержащих серу, натрий и хлор, налипание
золовых частиц происходит вследствие того, что соединения NagSO4,
NaCl либо их смеси из газовой фазы конденсируются на относительно
холодных поверхностях нагрева и на стекловидных золовых частицах,
образуя жидкие или размягченные липкие пленки. При сжигании эстон-
ских сланцев аналогичными компонентами являются K2SO4 и КС1.
Сульфидные расплавы образуют низкотемпературные легкоплавкие
высокотекучие эвтектики с другими окислами и силикатами и на по-
верхности непроплавленных частиц золы, обогащенных известью, созда-
ют тонкие клейкие пленки.
Частицы с липкой поверхностью выпадая из газовой фазы на по-
верхность нагрева, прилипают сами и способствуют прилипанию других
частиц, не имеющих липких пленок.
В первичных отложениях, происходящих преимущественно за счег
осаждения более мелких фракций (менее 1 мкм) при сравнительно не-
высоких температурах потока, в начальной стадии частицы золы слабо
связаны между собой и с поверхностью труб. Они удерживаются под
действием межмолекулярных сил и благодаря шероховатости поверх-
ности. В образовании первичных связей в отложениях могут участво-
вать также и легкоплавкие силикаты, в частности силикаты железа.
При более высоких температурах поверхности определенное влияние-
оказывает спекание в слое, к чему более склонны мельчайшие фракции.
Кроме того, сульфидная пленка очень тонкая и в слой попадает зна-
448
чительное количество частиц, не имеющих липких пленок, и по этой
причине также первоначально образовавшиеся связи в отложениях
очень непрочны.
Осевшие золовые частицы, имеющие липкие пленки, вступают в ре-
акции с металлом поверхности нагрева, приводящие к плотному сра-
станию отложений с металлом труб и коррозии последних. Механиче-
ская очистка таких труб до металлического блеска не удается. После
очистки остается шероховатая поверхность.
В тонком слое первичных отложений одновременно протекают ре-
акции между липкими сульфидными пленками, другими компонентами
золы и газовым потоком [Л. 58]. При наличии свободной извести
в слое может протекать обменная реакция по уравнению
FeS + CaO = CaS + FeO,
в результате которой сульфид железа замещается сульфидом кальция,
образующим эвтектические сплавы CaS — CaSO4, затем происходит
доокисление сульфида кальция по уравнению
CaS + 250г = 03504+ S2
или по уравнению
CaS + 202= CaSO4.
В расплаве увеличивается концентрация CaSO4, кристаллизация
которого приводит к упрочнению первичных отложений.
Процесс связывания частиц золы в плотные отложения протекает
весьма медленно.
Толщина первичного плотного слоя отложений невелика, она зави-
сит от температуры поверхности и может колебаться в пределах от 1
до 10 мм. На трубах водяного экономайзера при максимальных темпе-
ратурах продуктов сгорания и металла труб, обычно составляющих 440
и 330°С, толщина этих отложений достигает лишь десятых долей милли-
метра; на трубах переходной зоны при уровне указанных температур
700 и 360°С она равна 0,5 мм, на трубах конвективного промежуточного
перегревателя, температура которого доходит до 600°С, а температура
газов — 1000°С, толщина плотных отложений достигает 5—7 мм.
С укрупнением золы и увеличением скорости потока в связи с повы-
шением изнашивающего действия уменьшается интенсивность роста
отложений, при этом плотность их возрастает. Первичные отложения
растут очень медленно и поэтому не представляют непосредственную
опасность интенсивного неограниченного шлакования конвективных по-
верхностей нагрева.
В сравнительно холодной зоне у поверхностей нагрева температура
частиц до соприкосновения с трубами может настолько снизиться, что
частицы затвердеют. По мере образования первичных отложений тем-
пература поверхности слоя загрязнений возрастает, приближаясь к тем-
пературе газового потока. В этих условиях золовые частицы ударяются
в слой отложений, сохраняя липкие пленки в расплавленном или раз-
мягченном состоянии, и, начиная с некоторой температуры внешней
поверхности первичных отложений на них образуют быстрорастущие
вторичные отложения.
Вторичные золовые отложения отличаются от первичных структу-
рой, составом и характеризуются большой скоростью роста.
Вторичные отложения растут на лобовой поверхности нагрева
в виде гребней, направленных навстречу газовому потоку. Эти отложе-
449
ния образуются преимущественно За счет крупных фракций золы (до
30 мкм) при их температурах, превышающих в момент касания с по-
верхностью определенную критическую величину.
Критическая температура начала образования гребневидных отло-
жений находится между температурой начала пластического состояния
и температурой начала деформации золы. Она зависит от состава и
свойств неорганической части топлива, условий превращения топлива
в топочном процессе, сепарации частиц золы в топке. Например, тем-
пература начала образования гребневидных отложений при сжигании
назаровских углей в открытых топках составляет 950°С. Межмолекуляр-
ные силы недостаточны для удержания частиц таких размеров; сцеп-
ление их с поверхностью при касании происходит лишь благодаря вяз-
кости частиц золы. Отложения первоначально получаются непрочные,
неплотные и в этой стадии легко удаляются.
Со временем в результате медленных процессов сульфатизации и
спекания гребневидные образования могут упрочняться. Образование
сульфата кальция СаЗОд идет при диффузии СаО через оплавленную
поверхность непроплавленных золовых частиц и встречной диффузии
из потока газов. Образующиеся вокруг частиц оболочки СаБОд и их
срастание увеличивают прочность отложений. Сульфатизация вызывает
упрочнение отложений в слое при сравнительно низких температурах—
850—900°С. Скорость и величина упрочнения повышаются с увеличе-
нием концентрации SO2 в газах. Сульфатизации подвергаются прежде
всего свободная известь, окись магния и соединения, содержащие
кальций.
Вследствие того что содержащиеся в гребневидных отложениях
компоненты золы, способные к сульфатизации, большой частью оста-
ются в частицах в инертном виде, процесс сульфатизации в них проте-
кает менее полно и с меньшей скоростью, чем в плотных отложениях.
При более высоких температурах некоторое влияние на упрочение
гребневидных загрязнений оказывает также спекание.
Химический состав гребневидных отложений характеризуется вы-
соким содержанием окиси кремния и относительно низким содержанием
серы. Химический состав этих отложений отличается от химического
состава летучей золы большим содержанием частиц, имеющих в рас-
плавленном состоянии меньшую вязкость. Поэтому предполагают, что
гребневидные отложения образуются преимущественно более легко-
плавкими частицами золы с высоким содержанием окиси кремния.
Исследования и опыт эксплуатации показывают, что интенсивность
загрязнения поверхностей нагрева парогенераторов с жидким шлако-
удалением при сжигании назаровских и ирша-бородинских углей ниже,
чем при сжигании их в топках с сухим шлакоудалением. Повышение
температуры сжигания топлива приводит к увеличению связывания оки-
си кальция в сложных соединениях, повышению температуры начала
образования гребневидных отложений.
В парогенераторах, работающих на назаровских углях, наиболь-
шая интенсивность образования связанных отложений на конвективных
поверхностях, по опытным и эксплуатационным данным, имеет место
при температуре газов 1200—1300°С. При более высоких темпера-
турах, превышающих температуру начала жидкоплавкого состояния,
когда зола проходит через расплавленное состояние, содержание суль-
фатной серы в отложениях и летучей золы уменьшается, а при темпе-
ратурах 1400°С уже не обнаруживается. Вся сера при таких темпера-
турах переходит в дымовые газы. На золовых частицах, прошедших
450
высокотемпературную обработку, липкие пленки не образуются, и сни-
жается активность реагирования летучей золы с SO2.
Опыт эксплуатации топок с жидким шлакоудалением показал, что
при сжигании этих углей при температурах 14<Ю°С и выше, т. е. выше
температуры жидкоплавкого состояния золы, связанные отложения не
образуются даже при температурах на выходе из топки 1000—1100°С.
В случаях неполного окисления сернистого железа FeS при отсут-
ствии кислорода создаются условия, способствующие появлению жидко-
плавких эвтектик типа FeS — FeO, при этом окись железа FeO образу-
ется как промежуточный продукт реакции окисления FeS с водяными
парами, содержащимися в продуктах сгорания топлива, по схеме
FeS + Н2О—HFeO + H2S.
Интенсивность образования гребневидных отложений на конвек-
тивных поверхностях увеличивается с возрастанием температуры про-
дуктов сгорания и уменьшением избытка воздуха в них.
При благоприятных условиях гребневидные отложения могут ра-
сти со значительной скоростью, стать причиной быстрого забивания
газоходов и привести к ограничению мощности и резкому уменьшению^
непрерывной кампании работы парогенераторов.
Соединения щелочных металлов имеют низкую температуру плав-
ления (625—885°С). Обладая высокой текучестью, некоторые низкотем-
пературные расплавы этих соединений могут диффундировать к по-
верхности золовых частиц с последующим испарением и переходом
в продукты сгорания. В конвективных газоходах десублимация щелоч-
ных соединений может привести к загрязнениям на трубах поверхно-
стей нагрева. С повышением температуры увеличивается степень суб-
лимации соединений щелочных металлов и соответственно их десубли-
мация в конвективных газоходах.
Исходя из этого, ЛПИ с целью сокращения образования связан-
ных отложений снижением интенсивности сублимационно-десублимаци-
онных процессов разработан способ низкотемпературного сжигания
топлив с повышенным содержанием соединений щелочных металлов
в золе.
Несмотря на достигнутые успехи в повышении бесшлаковочной на-
грузки парогенераторов, использование ряда сортов бурых углей и
сланцев все еще затруднено из-за интенсивно протекающих процессов
шлакования и образования связанных отложений. Поэтому при созда-
нии первых образцов мощных парогенераторов на сильношлакующих
углях новых месторождений бесшлаковочную номинальную производи-
тельность при высокой надежности их работы стремятся достигнуть сни-
жением температурного уровня газов в топочной камере. Последнее
может быть обеспечено увеличением количества воспринимаемого тепла
в топочной камере и сбросом в нее теплопоглощающей среды. Первое
из этих мероприятий выполняется размещением более развитой экран-
ной поверхности в увеличиваемом для этого объеме топки, применением
в некоторых случаях двусветных экранов и обеспечением эффективной
очистки экранных поверхностей. Второе мероприятие осуществляется
рециркуляцией продуктов сгорания, отобранных из газохода до возду-
хоподогревателя, в топочную камеру через горелки.
Следовательно, бесшлаковочная работа парогенератора этими спо-
собами достигается за счет уменьшения теплового напряжения топоч-
ного объема и его сечения и понижения температурного уровня
в топке.
451
Таблица 20-2
Тепловое напряжение сечения топочной камеры
Тепловое напряжение сече- ния топочной камеры Топливо Расположение и тип горелок
Фронталь- ное, вих- ревые или прямоточ- ные Встречное, вихревые или прямо- точные Угловое, щелевые
Многоярус- Общее, Шлакующие каменные 3,0 3,0 при Z)=950 т/ч
•ное располо- Гкал/(м2-ч) жение горе- и бурые угли 3,5 при .0=1600 т/ч 3,5—4,0 при Z)=1600 т/ч
лок Нешлакующие угли (ти- па экибастузского) Сланцы северо-запад- ных месторождений Фрезерный торф АШ 4,0 1,5 2,5 2,0 5,5 2,0 2,5 5,5
На один ярус горе- Шлакующие каменные и бурые угли 1,0 1,3 0,8
лок, Гкал/(м2-ч) Нешлакующие угли (типа экибастузского) Сланцы северо-западных месторождений 1,5 0,8 2,0 1,0 1,5
Одноярусное Общее, расположе- Гкал/(м2-ч) Шлакующие каменные и бурые угли 1,5 2,0—2,5* —
ние горелок Нешлакующие угли (ти- па экибастузского) 2,5 3,0 3,0
* При применении Плоскопараллельных горелок со смещенным расположением.
Примечание. Приведенные выше величины являются ориентировочными и уточняются с учетом
опыта работы котлоагрегатов.
Для предотвращения усиленного шлакования экранов топочной ка-
меры тепловое напряжение ее сечения рекомендуется принимать не
выше следующих величин [Л. 3]:
а) для жидкого шлакоудаления при сжигании АШ, ПА и Т —
4,5-10е ккал/(м2-ч) (5,2 МВт/м2), каменных и бурых углей — 5,5 X
X 10е ккал/(м2-ч) (6,4 МВт/м2) ;
б) для твердого шлакоудаления максимально допустимое тепловое
напряжение сечения топочной камеры дается в зависимости от свойств
топлива, типа и компоновки горелок в табл. 20-2.
ГЛАВА ДВАДЦАТЬ ПЕРВАЯ
ТОПКИ С ЖИДКИМ ШЛАКОУДАЛЕНИЕМ
21-1. ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ТОПОК С ЖИДКИМ
ШЛАКОУДАЛЕНИЕМ
На парогенераторах пылеугольные топки первоначально выполня-
.лись с твердым шлакоудалением. При высоких температурах в топоч-
ной камере зола угольной пыли расплавляется, капли жидкого шлака
в холодной воронке гранулируются и в твердом виде удаляются из топ-
ки через систему шлакоудаления.
При недостаточной степени охлаждения стен холодной воронки, или
недостаточном их наклоне при режимах работы с низко опущенным
факелом жидкие капли шлака не успевают гранулироваться, а твердый
452
шлак, накапливающийся на пологих скатах, размягчается. Шлак, на-
ходящийся в размягченном или жидкоплавком состоянии, приходя
в соприкосновение со сравнительно холодными экранными поверхно-
стями, прилипает к ним и на них гранулируется. Дальнейшее налипание
шлака на загрязненных поверхностях усиливается. На экранных
поверхностях в районе горелок и в холодной воронке, в особенности на
ее гибах, нарастают значительные отложения, а иногда и глыбы шлака,
которые периодически отрываются и падают в горловину холодной
воронки, вызывая затруднения в нормальной работе шлакоудаляющих
устройств, а в ряде случаев вызывают аварии в экранной системе.
При высоких температурах газов на выходе из топки, близких
к температурам размягчения золы, появляется опасность шлакования
полурадиационных и первых по ходу газов конвективных поверхностей
нагрева.
При сжигании топлив с легкоплавкой золой обычный температур-
ный уровень в объеме холодной воронки и у экранных поверхностей
оказывается опасным по условиям шлакования. Частицы золы не за-
твердевают, в жидком или размягченном виде попадая на стены, шла-
куют их.
Появление жидкого шлака в топочной камере парогенераторов
имело место и при выполнении мероприятий по интенсификации про-
цесса горения для повышения устойчивости и экономичной работы
парогенераторов на малореакционных топливах, а также для одновре-
менного усиления теплообмена в топке с целью уменьшения габаритов
радиационной шахты.
Проводимые с этой целью конструктивные и режимные мероприя-
тия по уменьшению присосов воздуха в топочную камеру, по усовер-
шенствованию горелочных устройств и технологической схемы сжига-
ния, а также по лучшей подготовке топлива к сжиганию обусловливали
повышение температуры в топочной камере и как следствие шлакование
в холодной воронке. Поэтому в ряде случаев стали невозможными и не-
совместимыми интенсификация процесса горения и сохранение твердого
шлакоудаления.
Для устранения шлакования и свободного удаления шлаков в ряде
случаев перешли к удалению шлака в жидком виде, заменив холодную
воронку слабонаклонным или горизонтальным подом с охлаждаемой
леткой. При этом для поддержания высоких температур, необходимых
для свободного стекания жидкого шлака по стенам, в нижней части
топочной камеры экраны выполняются футерованными (покрытыми
огнеупорными теплоизоляционными материалами). Жидкий шлак, по-
падая на торкретированные (футерованные) стены, покрытые тонким
слоем шлака с жидкой поверхностью, осаждается и стекает на под
в шлаковую ванну. Твердые частицы шлака, попадающие в ванну,
плавятся в ней, а жидкие растворяются. Из ванны жидкий шлак удаля-
ется через летку (см. рис. 21-1, 21-4).
Замена холодной воронки шлаковой ванной резко уменьшает при-
сосы воздуха в топку, а футеровка стен нижней части топки снижает
интенсивность теплоотдачи в экраны. Одновременно с этим появляются
дополнительные возможности для лучшей организации топочного про-
цесса. При меньшей интенсивности теплоотдачи и, напротив, более бла-
гоприятных условиях для горения равновесие между тепловыделением
и теплоотдачей наступает при более высоких температурах в зоне
активного горения, чем достигается высокая интенсивность процесса
горения. В этих условиях эффективность работы футерованных экран-
453
ных поверхностей по сравнению с работой открытых экранов в топке
с твердым шлакоудалением, с учетом менее напряженной работы
экранов холодной воронки, не только не уменьшается, но несколько
увеличивается.
Поэтому переход на топки с жидким шлакоудалением преследовал
также цель интенсификации сжигания топлив, в особенности сжигания
слабореакционных топлив типа АШ и тощих углей. Одновременно ста-
вилась задача большего улавливания золы в топке для уменьшения
содержания золы в дымовых газах.
Возможность применения жидкого шлакоудаления существенно
зависит от температурных характеристик золы. Удовлетворительная
текучесть шлаков многих топлив достигается при температуре, при ко-
торой вязкость шлака цШл=^:250 Пз.
Зола, расплавляясь в ядре факела, образует шлак, представляю-
щий собой раствор минеральных примесей топлива. В этих растворах
отдельные минералы реагируют между собой, превращаясь в новые
химические соединения. При длительном пребывании в жидкой ванне
отдельные составные части взаимно диффундируют, что превращает
расплавленный шлак в однородную жидкость. Температуры плавления
отдельных окислов, содержащихся в шлаке в чистом виде составляют:
SiO2— 1625; А120з —2050; СаО —2570; MgO —2800; Fe2O3— 1550;
FeO — 1030°С.
Шлаки как растворы не имеют определенной температуры плавле-
ния. Шлаки являются не механической смесью минералов, как зола,
а их эвтектическими сплавами, обладающими более низкими темпера-
турами плавления, чем отдельные входящие в них минералы. Расплав-
ленные эвтектики способны растворять остальные твердые минералы,
присутствующие в золе. Таким образом, становится возможным плав-
ление этих элементов при температурах ниже их точки плавления
в чистом состоянии. Характерные для шлаков эвтектические сплавы
SiO2— А120з — СаО — FeO плавятся при температурах 1000—1200°С.
Присутствие свободного SiO2, не связанного с А120з, способствует об-
разованию эвтектик в золе. Соотношение между связанными SiO2 и
А12О3 составляет 1,18. Поэтому для получения сравнительно низкой
температуры плавления золы для топок с жидким шлакоудалением
желательными являются топлива с соотношением 8Ю2/А120з> 1,2
в золе.
При высоких температурах шлаки находятся в жидком состоянии
и весьма текучи. При понижении температуры шлаки переходят в пла-
стическое состояние и находятся в таком состоянии в определенном
температурном интервале. Затем при некоторой температуре они за-
твердевают.
Температуру, при которой жидкий шлак превращается в пластиче-
ский, называют критической температурой. По характеристике плавле-
ния различают «короткие» и «длинные шлаки». Короткими называют
шлаки, которые имеют резкую границу перехода из жидкотекучего со-
стояния в пластическое. Шлаки с низкой критической температурой не
имеют пластической области, остаются текучими при значительном
понижении температуры и затвердевают непосредственно из текучего
состояния. Такие шлаки называют «длинными». Длинные шлаки имеют
пологую зависимость р,шл=Д/) и поэтому менее чувствительны к коле-
баниям температуры. У коротких шлаков при небольшом уменьшении
температуры вязкость быстро повышается, что делает выход шлака
неустойчивым.
454
При температурах топочных газов ниже температуры затвердева-
ния шлака, т. е. при переходе его из пластического состояния в твер-
дое, шлакование поверхностей нагрева не происходит. В пластическом
состоянии шлак способен налипать и зашлаковывать стены топочной
камеры и поверхности нагрева. Поэтому для предотвращения шлако-
вания в камере охлаждения топки у экранных поверхностей и перед
конвективными поверхностями, расположенными на выходе из топки,
температура газов должна быть ниже температуры затвердевания
шлака.
Для стекания и удаления жидкого шлака решающее значение име-
ет критическая температура шлака, при которой вязкий шлак превра-
щается в пластический. Эта температура зависит от содержания желе-
за, степени его окисления и содержания окиси кальция в шлаке.
Топки с жидким шлакоудалением имеют ряд преимуществ. В них
достигается высокая интенсивность сжигания и повышенный к. п. д.,
обусловленный малыми величинами избытка воздуха и малой величи-
ной <?4 при высоких температурах в топке, достигается большая устой-
чивость сжигания. Поэтому топки с жидким шлакоудалением мало
чувствительны к свойствам сжигаемого угля, т. е. более универсальны.
В топках можно сжигать топлива от низкореакционных углей с ма-
лым выходом летучих до высоковлажных и высокозольных углей. В топ-
ках с жидким шлакоудалением улавливается значительная часть золы
в виде жидкого шлака, причем преимущественно его легкоплавкие
компоненты, уменьшается износ золой конвективных поверхностей на-
грева. Наконец, вследствие того что плотность шлака в 2—3 раза боль-
ше, чем золы, для накопления шлака требуются меньшие емкости.
Недостатками топок с жидким шлакоудалением являются ограни-
ченный диапазон нагрузок устойчивой работы и наличие потерь тепла
с физическим теплом жидкого шлака, удаляемым из топки. Эти поте-
ри увеличиваются с повышением зольности сжигаемого топлива и
доли золы, улавливаемой в топке. При снижении нагрузки температуры
в топке уменьшаются, вследствие чего не получается жидкого шлака.
Топка переходит на режим работы с твердым шлаком. При сжигании
высоковлажных углей из-за снижения температуры затрудняется плав-
ление и удаление шлаков из топки.
21-2. ОДНОКАМЕРНЫЕ ТОПКИ С ЖИДКИМ ШЛАКОУДАЛЕНИЕМ
Переход на жидкое шлакоудаление впервые был осуществлен за-
меной холодной воронки существующих парогенераторов на горизон-
тальный или наклонный под с леткой. Так появились однокамерные
топки с жидким шлакоудалением (рис. 21-1), преимущественно вы-
полняемые призматической формы или с пережимом.
В топках с жидким шлакоудалением различают три зоны по орга-
низации топочного процесса и по состоянию шлаков и золы. Первая из
них — зона активного горения топлива и плавления шлаков — занимает
нижнюю часть топки, в которой экранные поверхности ошиповывают и
покрывают хромитовой массой для уменьшения теплоотдачи к экран-
ным поверхностям и обеспечения высоких температур газов, необходи-
мых для надежного плавления и свободного стекания шлака по стенам
в шлаковую ванну.
С этой же целью горелки размещают невысоко над подом встречно
на боковых стенах или в углах топки, а на парогенераторах производи-
тельностью 265 кг/с (950 т/ч) и выше — на фронтовой и задней стенах.
455
Для направления факела на поверхность жидкой ванны горелки иногда
наклоняют вниз. Из ванны в легкотекучем состоянии шлак удаляется
через летку. Верхней границей первой зоны является область, в которой
температура газов выше температуры жидкоплавкого состояния
шлаков.
При встречной компоновке горелок применяют прямоточные пли
вихревые горелки. Вихревые
Рис. 21-1. Однокамерная топка
с жидким шлакоудалениехм.
1 — горелки; 2—под топки; 3~ летка;
4 — шлакоудаляющее устройство не-
прерывного действия.
горелки с круглыми и в особенности
с коническими амбразурами большого
сечения подвержены сильному нагреву
излучением ядра факела и горячими то-
почными газами, которые эжектируются
к корню раскрывающегося вихревого фа-
кела. По этой причине металлические на-
конечники горелок часто выгорают.
При компоновке прямоточных горе-
лок в углах топки их размещают в 2—4
яруса. Сбросные горелки размещают так-
же в углах топки между основными пы-
леугольными горелками. Нижний ряд го-
релок располагают на высоте 1 м над
подом. При направлении осей горелок по
касательной к воображаемой окружности
0 1—2 м, в центре топки, ядро факела
располагается над серединой жидкой
ванны.
В топке с угловыми горелками из-за
вращательного движения факела в сред-
ней части топки давление понижается и
в зону пониженного давления поступают
продукты сгорания из верхней части топ-
ки. Движущиеся вниз продукты сгорания
могут устремиться через летку в шлако-
вую шахту.
Во второй зоне, находящейся выше первой, где температура газов
снижается, а вязкость шлака увеличивается, шлак теряет текучесть и
становится липким. При отложении шлака на топочных экранах ухуд-
шается их тепловосприятие, затрудняется эксплуатация и понижается
надежность работы топки. Для нормальной работы топки необходимо,
чтобы вторая зона, являющаяся переходной между 1-й и 3-й зонами,
отсутствовала или была сокращена до минимальных размеров. Шлако-
вание в переходной зоне должно быть предотвращено рациональной
организацией топочного процесса и аэродинамики топки.
Третья зона, являющаяся зоной охлаждения, характеризуется уме-
ренными температурами газов, обеспечивающими грануляцию шлаков
и золы, часть которых может откладываться на топочных экранах. Эти
отложения сравнительно легко удаляются обдувкой.
Наличие второй зоны является недостатком открытых однокамер-
ных топок с жидким шлакоудалением, в которых зона плавления не
отделена от зоны охлаждения.
В однокамерных открытых топках количество улавливаемого шла-
ка небольшое и составляет 10—15% золы сжигаемого топлива.
Под топки. Первоначально жидкое шлакоудаление осуществля-
ли на действующих парогенераторах при их реконструкции, при этом
под выполняли горизонтальным неохлаждаемым. Под выполняли тол-
456.
тиной 500—1000 мм из керамических материалов (рис. 21-2) для того,
/ чтобы тепловой поток был не выше 1,15 ikBt/m2 [1000 ккал/(м2-ч)] и
несущая рамная конструкция работала нормально, а температура же-
лезной обшивки была пе высокой.
Жидкий шлак, стекающий со стен камеры сгорания и выпадающий
из топочного пространства, накапливается на поду и непрерывно выте-
кает струей через летку круглой или овальной формы в водяную
емкость шлакоудаляющего устройства. Летку обычно располагают на
парогенераторах производитель-
Рис. 21-2. Неохлаждаемый под.
Рис. 21-3. Охлаждаемый под.
дине пода, а на парогенераторах большей производительности устанав-
ливают две или большее число леток. Для поддежания шлаковой ванны
на поду у летки устраивают шлаковый подпор, несколько возвышаю-
щийся над поверхностью пода. Летки со шлаковым подпором выпол-
няют охлаждаемыми. У неохлаждаемого пода охлаждение летки не
связывают с циркуляционной системой парогенератора, а производят
технической водой. Расположение летки в центре пода благоприятно
в том отношении, что она находится в зоне высоких температур.
Более надежным в работе является охлаждаемый под
(рис. 21-3), в котором систему охлаждения выполняют из труб, вклю-
чаемых в циркуляционную систему парогенератора. Охлаждаемый под
выполняют наклонным под углом 10—15° к горизонту и футерованным,
что способствует лучшему удалению шлака и увеличивает длительность
возможной работы топки при режиме с твердым шлаком на низких
нагрузках. В нижней части пода выполнена летка с выходным отвер-
стием примерно 500x800 мм для выпуска жидкого шлака. Во избежа-
ние размыва края летки в ряде случаев окантованы змеевиковым хо-
лодильником. Опасны прорыв и вытекание большой массы жидкого
шлака через летку в водяную ванну, вызывающие повреждение обору-
дования и пожары. Охлаждаемый под выполняется также в виде горя-
чей воронки, у которой наклонными являются стены, образующие под
топки. В этих топках шлак удаляется непосредственно со стен без
дальнейшего плавления в жидкой ванне, поэтому шлак вытекает менее
расплавленным. Для устранения этого недостатка в нижней части горя-
чей воронки устраивается небольшой горизонтальный под, создающий
условия для образования шлаковой ванны.
30—541 457
21-3. ТОПКИ С ПЕРЕЖИМОМ
тым топкам.
за
Рис. 21-4. Топка с пережимом.
Для создания благоприятных условий получения жидкого шлака и
удаления его из топки нижнюю часть однокамерной топки, которая
является камерой сгорания и плавления шлака, выделяют пере-
жимом.
Пережим выполняется экранами фронтовой и задней стены топки
(рис. 21-4). Топки с пережимом относятся к однокамерным полуоткры-
камерой сгорания камера охлаждения
призматической формы переходит к го-
ризонтальному конвективному газо-
ходу.
Камеру сгорания выполняют со
сравнительно небольшим объемом.
В ней экранные поверхности футеро-
ваны— покрыты огнеупорной массой.
Футеровка экранов уменьшает интен-
сивность теплоотдачи в камере сгора-
ния, а пережим сокращает отдачу теп-
ла радиацией в камеру охлаждения.
В результате этого в камере сгорания
устанавливаются высокие температу-
ры, стабилизирующие воспламенение-
и способствующие выгоранию основной
массы пыли в ней (полнота сгорания
доходит до 90—95%), что имеет боль-
шое значение для сжигания малореак-
ционных топлив, а также благоприятно
для надежного плавления и удаления
шлаков, в особенности при понижен-
ных нагрузках. В камере сгорания до-
стигаются высокие температуры газов
1600—1800°С, высокое тепловое напря-
жение объема В Qph/Vk. с = 6004-1000
кВт/м3 и улавливание до 30—40% золы
в виде жидкого шлака.
В топках с пережимом парогенераторов блоков 300 МВт обычно-
применяют вихревые горелки, которые устанавливают встречно на фрон-
товой и задней стенах камер сгорания в два яруса.
Камера охлаждения полностью экранирована открытыми трубами.
В камере завершается выгорание топлива и обеспечивается охлаждение-
продуктов сгорания до температуры на выходе, при которой гранули-
руется вся зола.
Размещение зоны плавления в камере сгорания практически осво-
бождает топки с пережимом от зоны перехода, подверженной шлако-
ванию.
Футеровка камеры горения защищает также экранные трубы от
высокотемпературной коррозии и способствует более равномерному
распределению лучистого тепла между трубами экрана и экранами
различных стен.
Для футеровки к экранным трубам приваривают стальные шипы
(прутки) 0 10 и высотой 15—25 мм, после чего поверхность труб по-
крывают огнеупорным материалом — хромитовой или карборундовой
массой.
458
Футерованные покрытия экранов работают в тяжелых температур-
ных условиях при химическом воздействии жидких шлаков и газовой
среды, приводящих к обгоранию и разрушению огнеупорной набивной
массы и самих шипов. Длительность службы ошипованных экранов за-
висит от ряда факторов: температуры в топке, геометрических размеров
и материала шипов, контактного сопротивления передаче тепла между
металлом и набивной массой и их коэффициента теплопроводности.
При прочих равных условиях уменьшение длины шипов до 10—
15 мм и увеличение коэффициента теплопроводности набивной массы
до Х>6 кВт/мк позволяет повысить надежность ошипованных топоч-
ных экранов.
21-4. ТОПКИ С ПЕРЕСЕКАЮЩИМИСЯ СТРУЯМИ
Рис. 21-5. Топки с пересекающимися
струями.
а — топка с пересекающимися струями МЭИ;
б — гамма-топка ВТИ; в — вихревая топка ЦКТИ.
Для повышения устойчивости и интенсивности работы парогенера-
торов производительностью до 75 кг/с с жидким шлакоудалением и
увеличения шлакоулавливания были разработаны и внедрены топки
с пересекающимися струями. В топке с пересекающимися
струями МЭИ (рис. 21 -5,а) каме-
ра сгорания образована несимме-
тричным пережимом и крутона-
клонными скатами и характерна
применением горелок с большой
скоростью выхода из них пыле-
воздушной смеси, доходящей до
70—80 м/с.
В камере сгорания щелевые
горелки размещены таким обра-
зом, что факел делает один обо-
рот вблизи ее футерованных стен,
затем горячие продукты сгора-
ния, направляясь в камеру охла-
ждения, пересекают струи пыле-
воздушной смеси на выходе из
горелок, обеспечивая их устойчи-
вое зажигание.
Объемное тепловое напряже-
ние камеры сгорания 0,58 МВт/м3
[0,5-106 ккал/(м3-ч)], а топки в це-
лом— 0,23 МВт/м3 [200-103 ккал/(м3-ч)]. В гамма-топке ВТИ
(рис. 21-5,6) горелки расположены на наклонных сводах камеры сго-
рания.
В вихревой топке ЦКТИ (рис. 21-5,в) камера сгорания выполнена
в виде горизонтального циклона с выходом газов по всей ее длине.
Расчетные характеристики открытых и полуоткрытых топок
с жидким шлакоудалением для парогенераторов производительностью
выше 75 т/ч приведены в табл. 21-1.
Открытые и полуоткрытые топки с жидким шлакоудалением при-
меняются в основном для сжигания малореакционных топлив с умерен-
ными значениями температуры плавления золы 1300-н 1450°С,
влажности IFp<^.20% и зольности топлива Лр<^25%. Эти топки целесо-
образно применять для сжигания каменные и бурых углей с низкой
температурой плавления золы, которые в топках с твердым шлакоуда-
лением могут вызвать шлакование, и бурых углей с большим содержа-
30*
459
Таблица 21-1
Расчетные характеристики открытых и полуоткрытых топок
с жидким шлакоудалением для парогенераторов производительностью
выше 21 кг/с (выше 75 т/ч) [Л. 3]
Тип тоцки Сжигаемые угли Коэффициент избытка воз- духа на выхо- де из топки ат Допустимые тепловые напряжения объема, кВт/м3 4 Потери тепла от недожога, % Доля зо- лы, уноси- мой газами, “ун
Топки по условиям горения qv Камеры горения* qV, г химичес- кого qz механичес- кого q±
Открытые АШ и ПА 1,2—1,25** 145 580—700 0 3—4 0,85
Тощие угли’ 1,2—1,25** 190 580—700 0 1,5 0,8
Каменные угли 1,2 190 750—870 0 0,5 0,8
Бурые угли 1,2 210 750—870 0 0,5 0,7—0,8-
Полуоткры- АШ и ПА 1,2—1,25** 170 580—700 0 3—4 0,85
тые с пере- Тощие угли 1,2—1,25** 200 580—700 0 1,0 0,8
жимом Бурые угли 1,2 230 700—930 0 0,5 0,6—0,7
Каменные угли 1,2 200 750—870 0 0,5 0,7—0,8
* При открытых топках—зоны ошипованного пояса.
** Большая величина—при транспорте пыли в топку горячим воздухом
Примечания: 1. При разомкнутых схемах пылеприготовления величина ат уменьшается до 1,15, а
потеря q, при сжигании АГ и ПА—на 1% по сравнению с данными таблицы.
2. Меньшие значения q принимаются при легкоплавкой золе, большие—при тугоплавкой.
3. Меньшие значения qt—для полуантрацитов, ПуН—для топочных устройств с тангенциальным располо-
жением горе ток или с ^-образным факелом.
4. При сжигании смеси пыли с газом потери от механического недожога принимаются .в соответствии
С п. 3 примечаний к табл. 18-3.
нием СаО в золе, вызывающих образование сульфатносвязанных плот-
ных отложений на конвективных поверхностях. В топках с жидким шла-
коудалением высокотемпературная обработка золы этих топлив может
предотвратить образование указанных отложений.
21-5. ДВУХКАМЕРНЫЕ ТОПКИ С ПРЯМОУГОЛЬНЫМ ПРЕДТОПКОМ
Для интенсификации процесса горения и повышения надежности
работы с устойчивым жидким шлакоудалением в более широком диа-
пазоне нагрузок перешли к многокамерным топкам. В них про-
цесс сжигания полностью выносится в камеру сгорания умеренных гео-
метрических размеров с пониженной интенсивностью теплоотдачи
в торкретированные экранные поверхности и с пониженной теплоотда-
чей излучением из камеры сгорания в камеру охлаждения, которая до-
стигается разделением их. Камера сгорания с жидким шлакоудалением
достаточно плотна, поэтому присосы воздуха в ней малы.
Уменьшение удельной величины лучевоспринимающих поверхно-
стей нагрева в камере сгорания, приходящейся на единицу массы про-
дуктов сгорания, также приводит к уменьшению теплоотдачи и способ-
ствует повышению температуры газов.
Уменьшение присосов и расширение возможностей для лучшей
организации топочного процесса позволяют значительно интенсифици-
ровать сжигание топлива при малых избытках воздуха и высоких тем-
пературах по сравнению с условиями сжигания в однокамерных топках
с жидким шлакоудалением.
Из многокамерных топок большее распространение получили
двухкамерные топки.
460
сгорания выполняется
Рис. 21-6. Двухкамерная
топка с прямоугольным
предтопком.
/ — горелки; 2 — камера
сгорания; 3 — шлакоулав-
ливающий пучок; 4 — каме-
ра охлаждения.
Двухкамерная топка состоит из камеры сгорания и камеры охлаж-
дения, от которой первая камера отделяется шлакоулавливающим пуч-
ком. Для надежного жидкого удаления шлаков летка располагается на
поду камеры сгорания. Поверхность ошипованных и торкретированных
труб экранов камеры сгорания и шлакоулавливающего пучка, через
который высокотемпературные продукты сгорания направляются из
первой во вторую камеру, при работе топки покрывается слоем жидко-
го шлака. Из потока газов жидкий шлак осаждается на стенах камеры
сгорания и на трубах шлакоулавливающего пучка и стекает в летку.
В двухкамерных топках шлака в жидком виде улавливается примерно
до 40%.
Из двухкамерных топок конструктивно наиболее просты топки с пря-
моугольным предтопком. В этих топках камера
прямоугольного сечения. Высота полностью
футерованной камеры сравнительно невелика.
При такой форме камеры сгорания, близкой к ку-
бической, получаются малые величины удельной
поверхности охлаждающих экранов. Для созда-
ния высоких температур над поверхностью жид-
кой ванны и в районе летки горелки размещают
на потолочном своде (рис. 21-6). В камере сго-
рания при высоких температурах горение проте-
кает интенсивно и в основном завершается при
высоких тепловых напряжениях объема, доходя-
щих до 1,15—2,3 МВт/м3 [1—2 Гкал/(м3-ч)].
В камере охлаждения, отделенной от камеры
сгорания шлакоулавливающим пучком, при от-
крытых экранах происходит интенсивное охла-
ждение продуктов сгорания. Шлакоулавливаю-
щий пучок состоит из нескольких рядов ошипо-
ванных труб. Жидкий шлак, осаждаемый на этих
трубах, стекает на под камеры сгорания и в об-
щем потоке удаляется через летку.
Для интенсификации охлаждения газов ино-
гда применяют многокамерные топки, имеющие
несколько последовательно включенных камер
охлаждения.
21-6. ЦИКЛОННЫЕ ТОПКИ
Дальнейшим усовершенствованием двухкамерных топок явились
циклонные топки, в которых процесс горения интенсифицируется повы-
шеним удельной скорости горения и увеличением времени пребывания
частиц топлива в камере сгорания.
Имеются следующие типы циклонных топок: с горизонтальными
циклонами; с вертикальными цилиндрическими предтопками; с верти-
кальными циклонами.
Топки с горизонтальными циклонами
Топки с горизонтальными циклонами (рис. 21-7) —
трехкамерные, состоят из камер сгорания 1, дожигания 2 и охлажде-
ния 3. Камера сгорания выполнена в виде цилиндра из кипятильных
труб 0 38 мм и устанавливается горизонтально, с внутренней стороны
461
футерована пластичной хромитовой массой, набитой на шипы 0 10 и
длиной 15 мм. Шипы приварены к трубам в шахматном порядке с ша-
гом 25 мм. С наружной стороны камеру покрывают металлической
обшивкой с термоизоляцией.
В циклонных камерад сжигают угрубленную пыль и дробленку,
получаемую дроблением угля в молотковых мельницах до остатка =
= 54-10%. В дробление основную массу составляют частицы размером
0,5—1 мм. Для парогенера-
Рис. 21-7. Топка с горизонтальными циклонами.
1 — циклонная камера сгорания; 2 — камера дожигания;
3 — камера охлаждения; 4—вихревая горелка.
торов небольшой мощности
применяют индивидуальную
систему дробления, а для
мощных — центральную си-
стему дробления, откуда
дробленка подается в бунке-
ра парогенератора.
Для сжигания дроблен-
ии применяют вихревую го-
релку 4, которую в циклоне
устанавливают в центре пе-
редней стены, имеющей сла-
боконическую форму. Пло-
ская задняя стена переходит
в коническое сопло-ловушку.
Дробленка угля через
горелку подается аксиально
первичным воздухом со ско-
ростью 30—35 м/с. Количе-
ство первичного воздуха со-
ставляет 15—20% от всего
воздуха, подаваемого для
горения. Вторичный воздух
вводится в камеру танген-
циально со скоростью, дохо-
дящей до 150 м/с, через соп-
ла с индивидуальным регу-
лированием. Сопла располо-
жены на верхней образую-
щей циклона и занимают 2/з
его длины.
Работы, проведенные
под руководством Г. Ф. Кнор-
ре [Л. 59] на аэродинамиче-
ских стендах, полупромыш-
ленных и промышленных установках, позволили выявить аэродинамику
и процесс горения в горизонтальной циклонной камере.
Геометрические особенности циклонной камеры, тангенциальная по-
дача всего или большей части воздуха в камеру с большими скоростя-
ми при центральном выходе газов через обратное сопло, образующего
пазуху, обусловливают структуру циклонного пространственного пото-
ка. Вектор скорости в циклонном потоке можно разложить на три ха-
рактерные составляющие: осевую скорость Wx, вращательную (танген-
циальную) скорость Wt и радиальную скорость Wr. Из них для циклон-
ного метода сжигания наибольшее значение имеет вращательная ско-
рость. Соотношение Wt/Wx характеризует степень отклонения винтово-
462
го потока от прямого течения — крутку потока. В горизонтальных ци-
клонах вихревой поток совершает не больше одного оборота.
На рис. 21-8 приведено распределение вращательных скоростей
в диаметральном сечении камеры; Wt вдоль по радиусу сильно изме-
няется. В общем виде ее изменение описывается уравнением:
U7trn=const, (21-1)
где г — текущий радиус, м; п — показатель степени, изменяется от +1
до —1.
Рис. 21-8. Распределение тангенциальных и осевых скоростей в горизонтальной циклон-
ной камере.
Вектор максимальной скорости И^маКс с местоположением в точке,
лежащей на окружности с радиусом, примерно равным Гмакс =
делит эпюру скоростей на две части, имеющие различный закон изме-
нения Wt от радиуса. В периферийной части потока от г = до г=
= /'макс с уменьшением г скорость вращения увеличивается. В этой об-
ласти показатель степени п переменный и изменяется в пределах 1—0;
участок с /2 = 1 соответствует потенциальному вращению.
В центральной части потока от г=г(0 до г = 0 вращательное дви-
жение газов близко к квазитвердому, т. е. вращательная скорость
уменьшается до нуля на оси вращения согласно закону:
~ — = const, (21-2)
где со — угловая частота вращения.
Область на участке гш — гМакс является переходной.
Соответственно распределению вращательные скоростей статиче-
ское давление максимально у стенки камеры и уменьшается к ее цен-
тру. При сильной крутке в центре циклона давление может понизиться
настолько, что из камеры дожигания в циклон устремятся горячие га-
зы, создавая обратный осевой поток. Глубина проникновения этого
потока зависит от интенсивности крутки. При горении из-за увеличения
объема газов и повышения вязкости глубина проникновения обратного
потока в глубь циклона уменьшается.
463
По выходе из сопл струя газов испытывает сопротивление, в связи
с чем по мере перемещения газов в циклоне начальный момент коли-
чества движения их уменьшается. Имеет место соотношение:
WBXRn>Wtr. (21-3)
Отношение моментов количества движения газов называется ко-
эффициентом сохранения тангенциальной скорости
(21-4)
При тангенциальном подводе вторичного воздуха величина 8 зави-
сит также от соотношения площадей сопл и поперечного сечения ци-
клона.
Значения 8 меньше при сжигании угольной пыли, чем при дроблен-
ие, вследствие сильного возрастания вязкостного сопротивления из-за
повышения температуры и затраты энергии на создание вращательного
движения частиц топлива, обладающих сравнительно большой инерци-
ей прямолинейного движения. Рассредоточением входа воздуха можно
уменьшить падение 8 по длине циклона.
Сложным является распределение осевых скоростей в циклонной
камере. Вращающийся поток в осевом направлении разделяется на
два — периферийный направляется в пазуху, делает петлю и возвра-
щается, внутренний (центральный) поток, имеющий максимальные осе-
вые скорости и занимающий большую площадь, сливаясь с обратным
циркуляционным током, из пазухи проходит к выходу через сопло.
Обратный осевой ток распространяется на небольшую протяженность
или отсутствует. При наличии обратного осевого тока газы из циклона
выводят через кольцевое сечение с внешним диаметром, равным отвер-
стию сопла, и внутренним 2/*о, соответствующим диаметру центральной
области подсоса газов. Чем больше степень крутки, тем шире область
обратного потока и меньше расходное кольцевое сечение, через которое
продукты сгорания попадают из камеры дожигания. При этом больше и
выходная осевая скорость.
При сжигании грубой пыли или дроблении в периферийной зоне
скапливается большое количество крупных фракций топлива. Эта зона
с общим движением потока в пазуху оказывается сильно перегружен-
ной топливом и поэтому горение в ней происходит с недостатком воз-
духа а<1. При высоких температурах и недостатке воздуха развива-
ются процессы газификации топлива. Внутренний слой потока, в осо-
бенности при сжигании дроблении, мало загружен топливом, поэтому
в нем сравнительно много избыточного воздуха а>1. После разворота
в пазухе часть продуктов газификации с периферийным потоком вовле-
кается в циркуляционное движение и далее вместе с остальной частью
продуктов газификации попадает в осевой выходной поток с избытком
свободного воздуха, интенсивно перемешивается с ним и сгорает. На
этом участке смешения продуктов, выходящих из периферийной зоны,
с осевым выходным потоком также происходит догорание частиц кокса.
Крупные частицы центробежными силами отбрасываются на пери-
ферию и, не успев сгореть, достигают стенок и осаждаются на поверх-
ностях камеры, смоченных жидким шлаком, где при больших скоростях
омывания и высоких температурах интенсивно выгорают.
Однако прилипание частиц к пленке жидкого шлака оказывается
недлительным. Значительная доля осевших частиц большими скоро-
464
стями обдувания отрывается и циркулирует в потоке, оказываясь в бла-
гоприятны^ условиях для реагирования. Мельчайшие фракции пыли
попадают из горелки в центральный поток и прямотоком двигаются
к выходу из циклона. На этом пути большая часть их сгорает или га-
зифицируется. При более тонком размоле увеличение количества мель-
чайших частиц и в связи с этим повышение концентрации топлива
в центральном потоке может привести к появлению недожога в потоке.
Поэтому при сжигании более тонкой пыли нежелательно применение
аксиальных горелок. Для увеличения доли угольной пыли, направляе-
мой в периферийный поток, целесообразно пылевоздушную смесь так
же, как и вторичный воздух, подавать тангенциально.
Таким образом, согласно теории, разработанной научным коллек-
тивом под руководством проф. Г. Ф. Кнорре [Л. 60], циклонный метод
сжигания характеризуется газификацией основной массы топлива в пе-
риферийной зоне с последующим сгоранием продуктов газификации и
недогоревшего кокса в условиях интенсивного смесеобразования в вы-
сокотемпературном потоке.
При больших величинах Q/V циклона (камеры сгорания), обуслов-
ливающих малую удельную величину поверхности охлаждения, прихо-
дящуюся на единицу массы газов, возможна более совершенная орга-
низация топочного процесса. В этих условиях горение топлива осущест-
вляется с малыми избытками воздуха (а = 1,05-=- 1,1), незначительными
присосами при высоких температурах, достигающих 1800°С и выше, при
которых шлак плавится. Капельки жидкого шлака отбрасываются на
стены. Со стен, с пленки жидкий шлак медленно стекает вниз и через
отверстие в нижней части задней стены циклона стекает в камеру до-
жигания. Для лучшего стекания шлака цилиндрическая камера сгора-
ния устанавливается с небольшим наклоном в сторону камеры дожига-
ния— порядка 5° к горизонту. Наличие пазухи, образованной соплом-
ловушкой, препятствует выносу крупных частиц из камеры, которые
в пазухе могут циркулировать до полного выгорания. Время пребывания
в циклоне увеличивается также благодаря прилипанию частиц на смо-
ченных шлаком стенах циклона. Продолжительность горения частиц
в циклонных топках практически не связана со временем движения про-
дуктов сгорания через циклон.
Из одной или нескольких параллельно работающих циклонных ка-
мер продукты сгорания с температурой 1700°С и выше поступают в од-
ну общую узкую и высокую дожигательную камеру. Продукты сгорания
выходят из горловины камеры сгорания с большой скоростью, доходя-
щей до 200 м/с, ударяются в заднюю стенку дожигательной камеры,
опускаются вниз и, совершив поворот через шлакоулавливающую ре-
шетку, направляются в камеру охлаждения. Удар газового потока
в стену камеры дожигания, поворот и проход через шлакоулавливаю-
щий пучок обеспечивает эффективное перемешивание с воздухом и глу-
бокий выжиг недогоревшего топлива и продуктов неполного сгорания.
Суммарная величина тепловых потерь с химическим и механиче-
ским недожогом на выходе из циклона не превышает 10%. Шлак, улов-
ленный при ударе, изменении направления потока ив шлакоулавливаю-
щем пучке, стекает на горизонтальный под камеры" дожигания, откуда
вместе со шлаком, поступающим из камеры сгорания, через летку вы-
текает в шлакоудаляющее устройство. Шлакоулавливающий пучок
служит также для защиты шлаковой ванны от охлаждения. Камера
дожигания, в которой улавливается примерно 10% шлака, также торк-
ретирована.
465
Однако установка циклонов с наклоном оказалась необязательной.
Для упрощения конструкции перешли к горизонтальному расположе-
нию циклонов. С этой же целью отказались от шлакоулавливающих
пучков и на мощных парогенераторах перешли к встречному располо-
жению нескольких циклонов на фронтовой и задней стенах нижней ча-
сти топочной камеры, суженной в упрощенную камеру дожигания без
Рис. 21-9. Топка со встречным расположением го-
ризонтальных циклонов.
Интенсивность и экономичность топок
шлакоулавливающего пучка
(рис. 21-9).
В случае сжигания гру-
бой пыли (7?9о<ЗО%), обыч-
но приготовляемой в биль-
ной мельнице, применяются
щелевые горелки, распола-
гаемые ниже сопл вторично-
го воздуха. При этом обес-
печивается более устойчивая
работа топки при неболь-
ших расходах энергии на
размол.
При наличии шлако-
улавливающего пучка в ци-
клонной топке в жидком ви-
це улавливается до 85—90%
золы, а при отсутствии —
80%; унос не превышает
15—20%. В связи с высоким
шлакоулавливанием в этих
топках встает вопрос об
использовании физического
тепла жидкого шлака.
с горизонтальными циклона-
ми при сжигании каменных углей характеризуются следующими пока-
зателями. Тепловое напряжение камеры сгорания высокое и достигает
2—6 МВт/м3 [2—5 Гкал/(м3-ч)]. Однако из-за необходимости иметь
развитые камеры охлаждения общее тепловое напряжение топок с го-
ризонтальными циклонами не превышает Q/V = 0,23 МВт/м3 [200х
Х103 ккал/(м3-ч)]. Форсировка поперечного сечения циклонной камеры
составляет Q/77= 144-21 МВт/м2 [10—12 Гкал/(м2-ч)]. Тепловые потери
^з + 74 не превышают 1 —1,3%. Благодаря низким тепловым потерям и
малым избыткам воздуха к. п. д. парогенераторов с циклонными топ-
ками составляет 93,5—95%. Сжигание топлива в виде дроблении или
грубой пыли одновременно позволяет уменьшить расход электроэнер-
гии на размол.
Нормальная работа циклонной топки в пределах от 40 до 100%
номинальной нагрузки парогенератора может вестись изменением на-
грузки циклонов или выключением части их. Регулирование выключе-
нием части циклонов позволяет вести работу остающихся циклонов
с высокой форсировкой, а следовательно, при высоких температурах и
высокой текучести жидкого шлака независимо от нагрузки парогене-
ратора.
Циклонные камеры выполняют диаметром от 1,8 до 4 м, единичная
производительность по пару составляет от 10 до 60 кг/с (35—210 т/ч).
Ниже приводятся рекомендации по конструктивным размерам го-
ризонтальных циклонных камер. Эти размеры даны в отношении к диа-
466
метру циклона £)ц, который принят за определяющий размер (рис.
21-10).
Длина циклона.................................... £ц=1,25 £>ц
Длина сопла •......................................... /с=0,25 £>ц
Длина участка установки сопл вторичного воздуха . . /=0,75 £>ц
Диаметр сопла • . . •................................ dc=0,44
Рис. 21-10. Основные кон-
структивные соотношения
для горизонтальных ци-
клонных камер.
Выступ h равен высоте сопл вторичного воздуха, угол
раскрытия передней стены а=130°
По режимным параметрам даются следующие рекомендации: тем-
пература подогрева воздуха 350—400°С; избыток воздуха ац=
= 1,054-1,1.
Расход первичного воздуха принимается равным 15% общего рас-
хода воздуха на горение при нормальной производительности незави-
симо от нагрузки для поддержания постоян-
ной скорости на выходе из горелок.
Так как скорость вторичного воздуха на
входе в камеру составляет ТЯ72= 130н-150 м/с,
то эти топки снабжаются высоконапорными
вентиляторами с напором 10—20 кПа. Поэто-
му расход энергии на 10—12% выше, чем
у обычных пылеугольных парогенераторов.
Преимуществом горизонтальных циклон-
ных топок по сравнению с другими типами
циклонных предтопков является возможность
сжигания дроблении, а недостатком — высокое
гидравлическое сопротивление.
Применение циклонных топок позволя-
ет получить компактные топочные устрой-
ства.
Так, например, топочное устройство парогенератора блока 50 МВт (рис. 21-9) про-
изводительностью 400 кг/с (1470 т/ч) имеет 8 встречно-расположенных горизонтальных
циклонов диаметром 3050 мм. Общее тепловое напряжение топочного объема состав-
ляет ф/У=0,29 МВт/м3, а тепловое напряжение сечения циклонов Q/F = 21 МВт/м2.
По условиям общей компоновки горизонтальные циклонные каме-
ры удобно располагать со стороны фронтовой стены парогенератора
в один или два яруса в количестве до 5 шт. На парогенераторах мощ-
ностью свыше 200 кг/с (700 т/ч) циклонные камеры устанавливают
в один ярус на фронтовой и задней стенах топки до 6-—7 шт. на каж-
дой стене.
Топки с горизонтальными циклонами рекомендуются для сжигания
маловлажных бурых углей и каменных углей с выходом летучих на
горючую массу не менее 18—20%, с приведенной зольностью до 1,5% X
Xкг/МДж, температурой плавления золы 1450—1500°С и вязкостью
шлака при 1430°С не выше 250 П.
Топки с горизонтальными циклонами могут применяться также для
сжигания мазута и газов.
Для сжигания углей АШ, ПА и Т топки с горизонтальными цикло-
нами не могут быть использованы из-за недостаточно устойчивого за-
жигания и недостаточно интенсивного и экономичного сжигания.
Топки с вертикальными цилиндрическими предтопками
Вертикальный циклонный предтопокВТИ (рис.21-11}
выполняется цилиндрическим Рц=2,25 4-3,25 м и высотой (3,5-т-5)£)ц-
Экранные трубы предтопка ошипованы и футерованы карборундом.
467
Производительность циклона по пару 16—20 кг/с. Для парогенератора
£) = 700 кг/с (2500 т/ч) блока 500 МВт принято 12 предтопков с произ-
водительностью каждого 58 кг/с (208 т/ч). При парогенераторах про-
изводительностью до 66 кг/с (240 т/ч) предтопки располагают перед
фронтом, а при большей — встречно со стороны боковых или фронтовой
и задней стен, в ряде случаев вписан-
Рис. 21-11. Топка с вертикальными
цилиндрическими предтопками ВТИ.
1 — циклонный предтопок; 2—горелка;
3 — воздухопровод; 4 — шлакоулавливаю-
щий пучок; 5 — камера охлаждения; 6 —
сброс отработанного сушильного агента.
ными в общую камеру охлаждения.
В нижней части предтопка, при-
мыкающей к камере охлаждения, тру-
бы разведены в четырехрядный шлако-
улавливающий пучок. Летка 0 500 мм
на дне предтопка образована его эк-
ранными трубами. Основные конструк-
тивные соотношения предтопка приве-
дены на рис. 21-12.
Топка с вертикальными предтоп-
ками предназначена для сжигания пы-
ли угрубленного размола АШ, ПА, ка-
менных и бурых углей, имеющих бла-
гоприятные температурные и вязкост-
ные характеристики золы и шлака
[Л. 60].
Особенностями вертикальных ци-
линдрических предтопков являются
большее развитие их высоты и отсут-
ствие на выходе обратного сопла с па-
зухой. Последнее обстоятельство ис-
ключает образование обратного коль-
цевого вихря и циркуляционного дви-
жения в районе выходного отверстия.
В связи с увеличенной высотой полу-
чается более умеренное объемное теп-
ловое напряжение предтопка Q/Vq=
= (1,1 4-1,8) МВт/м3 по сравнению с го-
ризонтальными циклонами.
В вертикальном цилиндрическом предтопке, так же как в горизон-
тальных циклонах, горение организуется в вихревом потоке. Для этого
применяются вихревые горелки с лопаточными завихрителями. Горелки
размещаются аксиально по одной штуке на потолке каждого предтоп-
ка. Вторичный воздух полностью или частично подается через горелки.
Во втором случае остальная часть вторичного воздуха подается через
сопла, расположенные на боковой поверхности предтопка в его верхней
части.
Исследования аэродинамики цилиндрических предтопков были проведены на холод-
ных моделях. На рис. 21-13 приведена эпюра распределения вращательных скоростей,
имеющих наибольшее значение для организации топочного процесса. При большой
относительной длине предтопков поток в камере делает около 1,5 оборота. При тан-
генциальном подводе всего воздуха вектор максимальной вращательной скорости по-
лучается на окружности с Гмакс = (0,6-ь0,8)7?ц, а в случае подачи вторичного воздуха
через горелки Wx макс сдвигается к оси предтопка гМакс= (0,25-?-0,5)Кц.
Топочные устройства с вертикальными цилиндрическими предтопка-
ми испытаны в длительной эксплуатации при сжигании как высокоре-
акционных, так и малореакционных топлив, при этом были получены
положительные результаты.
468
Рис. 21-12. Основные
конструктивные со-
отношения для верти-
кальных цилиндриче-
ских предтопков
ВТИ.
Рис. 21-13. Распределение тан-
генциальных скоростей в вер-
тикальном цилиндрическом
Горелочное устройство выполняется в зависи-
мости от сорта сжигаемого топлива. Для высоко-
влажных бурых углей (W = 354-40%) применяют
вихревые горелки ВТИ. Для этих топлив была при-
менена полуразомкнутая схема сушки с промежу-
точным бункером и размолом в молотковых мельни-
цах. До поступления в мельницы топливо подсуши-
вается до Wp= 12% сушильным агентом с темпера-
турой 750—800°С. Сушильный агент образуется сме-
шением газов с температурой 1000°'С, отобранных
из верхней части камеры охлаждения, с горячим
воздухом. Отработанный сушильный агент сбрасы-
вается в камеру охлаждения. Парогенератор на
указанном топливе производительностью 61 кг/с
был снабжен тремя предтопками диаметром 2292 мм
и высотой 10 м. Первичный горячий воздух с уголь-
ной пылью и вторичный воздух со скоростями соот-
ветственно 20—30 и 35—40 м/с подают через вихре-
вые горелки (рис. 20-9) с лопаточными завихрите-
лями на выходе из каналов первичного и вторично-
го воздуха.
Завихритель горелки имеет винтовую поверх-
ность, образованную установкой лопаток лучами
перпендикулярно цилиндрической поверхности
мундштука горелки, наклоненными под некоторым углом к плос-
кости выходного сечения. Такой подачей первичного и вторичного воз-
духа при небольших скоростях обеспечивается интенсивное вращение
факела. При тонкости помола #9о=404-50%,
#200=204-30% и i#5oo=34-8% удельный
расход электроэнергии на размол и транс-
порт топлива составляет 8—10,5 кВт-ч/т.
Напор вторичного воздуха составляет
0,16—0,2 кПа. При температуре горячего
воздуха 450°С коэффициент избытка возду-
ха на выходе из предтопка а"пр= 1,05 ч-1,1 и
за пароперегревателем а,,пп=1,2; при теп-
ловом напряжении объема предтопка
Q/Vnp= 1,16 ч-1,85 МВт/м3 и его сечения
Q/#= И,6ч-18,5 МВт/м2 потери тепла со-
ставляли: 7з+74 + 7бшл< 1,3%, (7з + ?4<
<0,5%). Температура газов в предтопкебы-
ла на уровне 1550—1600°С и при темпера-
туре за пучком 1450—1500^С обеспечивала
надежное вытекание жидкого шлака.
Опытами установлено, что бурые угли
с приведенной влажностью Wn= 1,434-
1,65%-кг/МДж и температурой плавления
золы 4<1290°С при температуре горячего
воздуха /г.в^350°С возможно сжигать в
предтопках и при схеме пылеприготовления
с прямым вдуванием.
При сжигании бурых и каменных углей
с большим выходом летучих вторичный воз-
дух частично подается через аксиальные
469
горелки, а остальная часть его через тангенциальные сопла, которые
размещают на боковой поверхности предтопка в его верхней части.
Этим обеспечивается большая подача воздуха в зону воспламене-
ния и более ранее перемешивание горящего топлива с воздухом. Пы-
левоздушная смесь подается с большой степенью крутки для интенси-
фикации процесса горения и увеличения шлакоулавливания, чему так-
же способствует увеличение скорости воздуха.
Для сжигания каменных углей, в частности кизеловских, кузнецких
и их промпродуктов обогащения, также применяют вихревые горелки
с лопаточными завихрителями, через которые подают 20% воздуха
с угольной пылью и 40—50% воздуха в качестве вторичного. Остальное
количество воздуха подается через сопла, касательно расположенные
на боковой поверхности предтопка ниже горелок со скоростью 50 —
60 м/с. При таком способе ввода воздуха давление первичного воздуха
составляет 2—2,5 кПа, а вторичного—1,2ч-1,6 кПа, т. е. обеспечивает-
ся умеренное сопротивление предтопка.
Опыт длительной эксплуатации показал, что при тонкости помола
кизеловского угля 7?99=40ч-45%, температуре горячего воздуха 245 —
270°С, а"пр= 1,05ч-1,1, Q/Vnp =' 1,39ч-1,89 МВт/м3, Q/fnp =|
18,5 МВт/м2 и общем тепловом напряжении всей топки Q/V=
= 0,278 МВт/м3 в предтопке выгорало 96—97,5% топлива. Потери на
выходе из циклона были: 7зпр = 1,5ч-3%; 74пр=1%, а общие тепловые
потери топки составляли 7з +74 = 0,4 ч-0,5 %. Температура факела у лет-
ки в зависимости от нагрузки, избытка воздуха и температуры плавле-
ния золы колебалась в пределах 1550—1770рС.
Сжигание кузнецкого угля и промпродукта его обогащения совер-
шается устойчиво и с такой же высокой экономичностью, как и кизе-
ловских углей. Вследствие сравнительно низкой температуры плавления
у этих топлив шлаки хорошо вытекали при температуре за пучком
1500—1550°С.
При сжигании углей с малым выходом летучих, в частности АШ,
для обеспечения надежного зажигания через горелку подается угольная
пыль с 15—20% воздуха со скоростью 20—25 м/с, а весь вторичный
воздух подается тангенциально через сопла, расположенные на цилин-
дрической части ниже горелки со скоростью 50—60 м/с. Сушильный
агент сбрасывается в камеру дожигания. С этой же целью в верхней
части, где располагается зона воспламенения, диаметр предтопка уве-
личен до 3000 мм при диаметре нижней части 2270 мм. Сужение каме-
ры в нижней части также способствует сохранению крутки вдоль ка-
меры. При оптимальном значении а"пр= 1,0 ч-1,04, <2/Упр=0,96ч-
1,6 МВт/м3 и тонкости помола 7?90 = 74-Ю%, механический недожог со
шлаком в предтопке составлял 74шл = 9%, а степень выгорания топли-
ва— 90%. При температуре в конце предтопка 1600°С и выше шлак вы-
текает хорошо. В вертикальных циклонных предтопках шлакоулавли-
вание высокое, при бурых и каменных углях оно составляет 75—80%,
а при АШ — 60—65%.
Эксплуатация цилиндрических предтопков выявила лучшую их при-
способленность к сжиганию малореакционных топлив (Vr< 10%) и топ-
лив с более тугоплавкой золой, чем горизонтальных циклонов.
Угрубление помола АШ до 7?99=!124-20% не вызвало увеличения
74, но привело к значительному уменьшению заноса перегревательных
поверхностей мельчайшей золой.
Вертикальные цилиндрические предтопки отличаются высокой эко-
номичностью работы, выгорание топлива достигает 97—98% при сжи-
470
Таблица
Рйсчетйые характеристики Циклонных и Двухкамерных топок
Наименование Горизонтальные циклонные топки Топки с вертикальными пред- топками Двухкамерные топки
Бурые угли Каменные угли
Дробленка Грубая пыль Дробленка Грубая пыль Бурые угли Каменные угли Тощие угли АШ Бурые угли Каменные угли
Потеря тепла от механического недожога в циклоне и в камере догорания Ял, % 5 2 10 5 — — — — —
То же в предтопке </дпр> % 10 10 15 10 2 2 5 10 2 3
Потеря тепла от химической неполноты сгорания в циклоне и камере догорания Яз, °/о То же в предтопке </зпр» % 0,5 0,5 0,5 0,5 — — — — — —
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
Потеря тепла от механического недожога в конце топки1 qt, % «-0,2-» <«-0,8-» 0,2 0,5 1,0 3,0 0,3 0,5—1,0
Коэффициент избытка воздуха в циклоне или предтопке (на поданное топливо) ^Пр.ПОД Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки2 ат «-1,08- «-1,1- -1,1-» — 1,2-> «-1,08- *-1,1- -1,1-> —1,2-> 1,05 1,05 *-1,1 1,05 -1,2-» 1,05 1,08—1,1 «-1,15- 1,08—1,1 -1,2-»
Тепловое напряжение сечения циклона или предтопка qF, МВт/м2 14—16 р 1,5—14 14—16 | 11,5—14 21—23 18,5 18,5 14—17,5з «-6,5- -7-»
Общее тепловое напряжение объема топ- ки по условиям горения qv, кВт/м3 290- -350 230 -290 290—350 260—290 230—290 230—290 210—230 210—230
Тепловое напряжение циклонов (предтоп- ков) и камеры догорания в пределах ошипованной зоны qv. , кВт/м3 1300 1300 760—870 760—870 580—700 580—680 700—810 700—810
Доля золы топлива в уносе1 «ун 0,1 | 0,15 0,1 | 0,15 0,2 0,2—0,25 0,25—0,3 0,35—0,4 0,5—0,6 0,5—0,6
* Без учета возврата уноса.
4 Меньшие значения—для прямого вдувания и при разомкнутой схеме пылеприготовления, большие—при полуразомкнутой схеме пылеприготовления.
4 Ббльшие тепловые нагрузки выбираются для более мощных предтопков.
гании бурых и каменных углей и 90% при сжигании АШ. Коксовый
остаток догорает в футерованной части камеры охлаждения. Суммар-
ные топочные потери при сжигании бурых и каменных углей небольшие
и составляют ^з+^4«=0,5%, а при сжигании АШ — 74 — 3%.
Расчетные характеристики циклонных и двухкамерных топок при-
ведены в табл. 21-2.
Вертикальная циклонная топка
Вертикальная циклонная топка (рис. 21-14) предназна-
чена для сжигания угрубленной угольной пыли (ДэогС304-40%). Каме-
ра сгорания выполнена в виде вертикального циклона и расположена:
под камерой охлаждения. Циклонная камера и присоединительная гор-
ловина 1, в нижней части которой размещается шлакоулавливающая
Рис. 21-14. Вертикаль-
ная циклонная топка.
решетка, а верхняя—служит камерой дожига-
ния, экранированы и футерованы. Камера
охлаждения выполнена с открытыми экра-
нами.
Прямоточные щелевые горелки 2 располо-
жены тангенциально на боковых стенах
в верхней части камеры сгорания. Первичный
воздух с угольной пылью подается через го-
релки со скоростью 25—35, а вторичный —
40—60 м/с. Продукты сгорания из циклонной
камеры выходят через горловину 1 вверх, пере-
ходя последовательно в камеру дожигания и
охлаждения. Горловина в виде центрально-
установленного цилиндра, низко опущенного
в камеру сгорания, выполняется из экранных
труб, включенных в контур циркуляции паро-
генератора.
Углублением внутреннего цилиндра в ци-
клон достигается ввод вращающегося факела
в него так, чтобы и при малых нагрузках горя-
чие продукты сгорания омывали дно циклона,
обеспечивая высокий нагрев и текучесть-
удаляемого жидкого шлака. Это мероприятие"
также увеличивает улавливание золы в цик-
лоне.
В результате осуществления тангенциального ввода струи пыле-
воздушной смеси и аксиального выхода продуктов сгорания в этой ци-
клонной камере достигается высокое шлакоулавливание. Даже без'
шлакоулавливающей решетки до входа продуктов сгорания в горлови-
ну улавливается 75—80% шлака.
По имеющимся эксплуатационным данным примерно 90% пыли,
сгорает в непосредственной близости от горелок. Оставшиеся 10% наи-
более грубой пыли догорают в камере дожигания. Более крупные ча-
стицы удерживаются в камере сгорания и выгорают при большей ско-
рости омывания потоком газов. Тепловое напряжение объема верти-
кального циклона составляет Q/V= 14-1,4 МВт/м3, а сечения QIF —
=3,5ч-4 МВт/м2.
Парогенераторы с вертикальными циклонами выполняют паропро-
изводительностью до 125 кг/с (450 т/ч) с числом циклонов от одного-
до четырех и одной камерой охлаждения.
472
Так, например, для парогенератора производительностью 50 т/ч применен один)
циклон 0 3700 мм и горловиной 0 2100 мм; тепловое напряжение объема этого цик-
лона Q/V=l,3 МВт/м3, сечения — Q/F=4 МВт/м2. Степень улавливания золы в цикло-
не 75—80%.
Циклоны допускают снижение нагрузки до 30% при высокой,
эффективности сжигания топлива. Благодаря вводу топлива и воздуха
с умеренными скоростями гидравлическое сопротивление этих циклонов-
невелико.
В итоге можно отметить следующие общие основные характери-
стики работы топок с различными циклонными камерами сгорания..
Циклонные камеры работают с высокой форсировкой: тепловое напря-
жение объема камеры достигает ф/7ц=3,54-7 МВт/м3, а поперечного
сечения камеры — Q/77n=12<-16 МВт/м'2, т. е. во много раз превышает
тепловое напряжение факельных топок.
В связи с этим малые удельные величины поверхностей охлажде-
ния, приходящихся на единицу расходной (секундной) массы продук-
тов сгорания, утепление стен циклонных камер и малые избытки воз-
духа обеспечили высокий пирометрический уровень процесса горения,
позволяющего надежно удалять шлаки в жидком виде при сжигании,
топлив с тугоплавкой золой при работе парогенераторов как при но-
минальной, так и пониженной нагрузке.
Путем отключения отдельных циклонов можно вести работу паро-
генератора в широком диапазоне нагрузок — от 40 до 100% номиналь-
ной производительности при устойчивом выходе и удалении шлаков.
Это позволяет пойти на некоторое угрубление помола. Но в ряде слу-
чаев, в особенности при повышенной тугоплавкости шлаков, может ока-
заться выгодным иметь более тонкий помол для обеспечения высокого,
пирометрического уровня. При значительном шлакоулавливании в ци-
клонных камерах замечается существенное утонение фракций летучей
золы и как следствие повышение интенсивности заноса конвективных
поверхностей сыпучими отложениями.
Высокая паропроизводительность и компактность делают перспект
тивными циклонные камеры для мощных парогенераторов.
* *
*
31—541
ПРИЛОЖЕНИЕ 1
ЕДИНИЦЫ ФИЗИЧЕСКИХ ИЗМЕРЕНИЙ
ЕДИНИЦЫ МЕЖДУНАРОДНОЙ СИСТЕМЫ (СИ)
'Основные единицы
.Длина............................................................... метр(м)
Масса............................................................... килограмм (кг)
Время................................................................. секунда (с)
Термодинамическая температура ........................................ кельвин (К)
Сила электрического тока................................................ ампер (А)
Сила света............................................................ кандела (Кд)
Количество вещества.................................................. моль (моль)
Некоторые из производных единиц, применяемые в теплоэнергетике
Площадь............................................................... м2
Объем................................................................. м3
Удельный объем....................................................... мз/кг
Плотность.........................................•................. кг/м3
Массовый расход................................................ кг/с
Объемный расход...................................................... м3/с
Скорость....................................................... м/с
Ускорение............................................................ м/с2
Частота вращения............................................... с-1
Сила........................................................... (ньютон) Н
Давление, механическое напряжение................................ (паскаль) Па
Работа, энергия, энтальпия, теплота фазового превращения, теплота
химической реакции...................•............................ (джоуль) Дж
Удельная энтальпия, удельная теплота фазового превращения, удель-
ная теплота химической реакции....................................... Дж/кг
Теплоемкость системы........................................... Дж/К
Удельная теплоемкость.............................................. Дж/(кг-К)
Мощность, тепловой поток....................................... (ватт) Вт
Поверхностная плотность теплового потока............................. Вт/м2
Теплопроводность................................................. Вт/(м-К)
Коэффициент теплоотдачи......................................... Вт/(м2-К)
Температурный коэффициент............................................. К-1
Электрическое напряжение, разность электрических потенциалов . . . (вольт) В
Электрическое сопротивление ................................... (ом) Ом
Плотность электрического тока ....................................... А/м2
Единицы, допустимые к применению наравне с единицами СИ
Масса.......................................................... тонна (т)
Время.......................................................... минута (мин)
час (ч)
Температура Цельсия, разность температур .... •...................градус Цельсия
(°С>
Относительная величина............................................. процент (%)
ПРИЛОЖЕНИЕ 2
Множители и приставка для образования десятичных кратных
и дольных единиц
Кратность и дель- ность Наимено- вание при- ставки Сокращен- ное обоз- начение Кратность и дель- ность Наименова- ние при- ставки Сокращен- ное обоз- начение Кратность и дель- ность Наимено- вание при- ставки Сокращен- ное обозна- чение
1012 Тера Т 10 (дека) да 10-9 нано Н
10» Гига Г ю-i (деци) Д Ю-12 ПИКО П
105 Мега м 10-2 (санти) с 10-15 фемто Ф
103 кило к IO"3 милли м 10-18 атто а
102 (гекто) г 10-е микро мк
474
ПРИЛОЖЕНИЕ 3
31*
Соотношение между единицами измерений
Наименование величин Единицы измерения Соотношение между единицами измерений
в системе СИ в системе МКГСС и внесистемные
Сила н кгс 1 кгс=9,80665 H=5s9,81 Н
Давление Па КГС / СМ2 мм рт. ст. мм вод. ст. 1 техническая атмосфера =98066,5 Па=0,1 МПа 1 мм рт. ст.=133,322 Па =5=0,133 кПа 1 мм вод. ст. =9,80665 Па=?=9,81 Па
Па ропроизводительность кг/с т/ч 1 т/ч=0,278 кг/с
Работа, энергия, энтальпия, теплота фазовдго пре- Дж кал 1 кал=4,1868 Дж
вращения, теплота химической реакции ккал кВт-ч 1 ккал=4186,8 Дж=4,1868 кДж=^4,19 кДж 1 кВт-ч=3,6-10* кДж
Удельная энтальпия, удельная теплота фазового превращения, удельная теплота химической реак- Дж/кг ккал/кг 1 ккал/кг=4186,8 Дж/Кг=4,1868 кДж/кг=^ =5=4,19 кДж/кг
ции (удельная теплота сгорания)
Удельная теплота сгорания условного топлива Дж/кг ккал/кг 7000 ккал/кг=29330 кДж/кг=г=29,33 МДж/к
Приведенная влажность, зольность и сернистость кг/Дж кг/ккал 1 кг-%/ккал=0,239 кг-°/о/кДж
топлива
Удельная теплоемкость Дж/(кг-К) ккал(кг-°С) 1 ккал/(кг-°С)=4186,8Дж/(кг-К):::5:4,19 кДж, (кг-К)
Мощность, тепловой поток Вт ккал/ с 1 ккал/с=4186,8 Вт=5=4,19 кВт
Энерговыделение в объеме топки (тепловое напря- Вт/м3 ккал/(м3-ч) 1 ккал/(м3-ч)=1,163 Вт/м3
жение топочного объема)
Энерговыделение в сечении топки (тепловое напря- Вт/м2 ккал/(м2-ч) 1 ккал/(м2-ч) = 1,163 Вт/М2
жение сечения топки), поверхностная плотность теплового потока (тепловое напряжение поверх- ности нагрева)
Коэффициент теплопроводности Вт/(м-К) ккал/(м-ч-*С) 1 ккал/(м-ч-°С)=1,163 Вт/(м-К)
Коэффициент теплообмена (теплопередачи), коэф- Вт/(м2-К) ккал/(м2-ч-*С) 1 ккал/(м2-ч-*С)=1,163 Вт/(мг-К)
фициент теплопередачи I
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1 Зикеев Т. А. и Корелин А. И. Анализ энергетического топлива. М.—Л., Гос-
энергоиздат, 1948. 328 с.
2. Нормы расчета и проектирования пылеприготовительных установок. М.—Л.,
Госэнергоиздат, 1953. 185 с.
3. Тепловой расчет котельных агрегатов (Нормативный метод). Под ред.
Н. В Кузнецова, В. В. Митора, И. Е. Дубовского, Э. С. Карасиной. М., «Энергия»,
1973/295 с.
4. Хзмалян Д. М. Об основном уравнении горения. — Доклады научно-техниче-
ской конференции, секция энергомашиностроительная, подсекция парогенераторострое-
ния М., 1967, с. 109—113. (МЭИ).
5. Дубовкин Н. Ф. Справочник по углеводородным топливам и их продуктам
сгорания. М.—Л., Госэнергоиздат, 1962. 288 с.
6. Зельдович Я. Б., Полярный А. М. Расчеты тепловых процессов при высокой
температуре. М., 1947. 67 с. (БНТ Мин-ва авиац. пром.).
7. Сполдинг Д. Б. Основы теории горения. М. — Л., Госэнергоиздат, 1959.
‘318 с.
8. Семенов Н. Н. Цепные реакции. М. — Л., Госхимиздат, 1934. 555 с.
9. Хиншельвуд К. Н. Кинетика газовых реакций. М., ГТТИ, 1933 308 с.
10. Хитрин Л. Н. Физика горения и взрыва. М., Изд-во МГУ, 1957. 442 с.
11. Семенов Н. Н. Тепловая теория горения и взрывов. — «Успехи физических
наук», 1940, т. 23, вып. 3, с. 251—292.
12. Хзмалян Д. М. и др. Процесс воспламенения угольной пыли в одномерном
пылевоздушном потоке. — «Теплоэнергетика», 1964, № 6, с. 85—87.
13. Хзмалян д. м. и др. Исследование воспламенения одномерного пылевоздуш-
ного потока при наличии теплоотвода. — «Теплоэнергетика», 1964, № 8, с. 67—70.
14. Хзмалян Д. М., Виленский Т. В., Парсегов Э. А. Воспламенение и выгорание
горючей смеси в одномерном потоке. — Доклады научно-технической конференции,
секция энергомашиностроительная, подсекция парогенераторостроения. Под ред.
А. П. Ковалева. М„ 1967, с. 10—23 (МЭИ).
15. Абрамович Г. Н. Теория турбулентных струй. М., Гос. изд-во физ. мат. лит.,
1960. 715 с.
16. Основы практической теории горения. Под ред. В. В. Померанцева. Л., «Энер-
гия», 1973. 263 с.
17. Изюмов М. А., Хзмалян Д. М., Яковлевский О. В. Распространение системы
плоских струй. — «Инженерный журнал АН СССР», 1962, т. 2, вып. 4, с. 269—277.
18. Яковлевский О. В. Смешение струй в канале с переменным поперечным сече-
нием.— «Изв. АН СССР. Машиностроение», 1962, № 1, с. 66—72.
19. Зельдович Я. Б., Воеводский В. В. Тепловой взрыв и распространение пламени
в газах. 1947. 294 с. (ММИ).
20. Зельдович Я. Б. Теория горения и детонации газов. М.—Л., Изд-во АН СССР,
1944. 64 с.
21. Щелкин К. И. О сгорании в турбулентном потоке. — «Журнал технической
физики», 1943, т. '13, вып. 9—10, с. 520—531.
22. Щетинков Е. С. Физика горения газов М., «Наука», 1965. 739 с.
23. Шорин С. Н., Ермолаев О. Н. Характеристики горения и радиации турбу-
лентного газового факела. — «Теплоэнергетика», 1959, № 2, с. 57—62.
24. Корнеев В. Л., Хзмалян Д. М. Микрофакельное горение. — «Промышленная
энергетика», 1948, № 1, с. 3—7.
25. Спейшер В. А. Сжигание газа на электростанциях и в промышленности. М.,
«Энергия», 1967. 249 с.
26. Лавров Н. В., Шурыгин А. П. Введение в теорию горения и газификации
топлива. М., Изд-во АН СССР, 1962. 213 с.
27. Эстеркин Р. И., Иссерлин А. С., Ципин В. М. Обобщение экспериментальных
данных по эжекционной способности горелок. — В кн.: Теория и практика сжигания
газа. М., «Недра», 1964, с. 433—444.
28. Худяков Г. Н. Выгорание жидкостей со свободной поверхности. — «Известия
АН СССР. Машиностроение», ’1945, № 10—11, с. 1115—4126.
29. Варшавский Г. А. Горение капли жидкого топлива, диффузионная теория.
М., 1945. 117 с. (БНТ Мин-ва авиац. пром.).
30. Хзмалян Д. М. Введение в теорию горения. М., 1953. 133 с. (МЭИ).
31. Витман Л. А., Кацнельсон Б. Д., Эфрос М. М. Распыление жидкого топлива
пневматическими форсунками. — В кн.: Вопросы аэродинамики и теплопередачи в ко-
тельно-топочных процессах. М.—Л., Госэнергоиздат, 1958, с. 5—33.
32. Блох А. Г., Кичкина Е. С. Распыливание жидкого топлива механическими
•форсунками центробежного типа. — В кн.: Вопросы аэродинамики и теплопередачи
в котельно-топочных процессах. М.—Л., Госэнергоиздат, 1958, с. 48—56.
476
33. Абрамович Г. Н. Прикладная газовая динамика. М., ГТТИ, 1953. 781 с.
34. Иванов Ю. В. Основы расчета и проектирования газовых горелок. М., Гос-
топтехиздат, 1963. 151 с.
35. Белосельский Б. С., Покровский В. Н. Сернистые мазуты в энергетике. М.,
«Энергия», 1969. 327 с.
36. Сигал И. Я., Махарин К. Е., Ильченко А. И., Гуревич Н. А. Исследование
выхода окислов азота при сжигании топлива в факеле и в псевдоожиженном слое. —
«Теплоэнергетика», 1974, № 12, с. 30—33.
37. Ковалев А. П., Каган Я. А. Поверхность пыли в технике пылеприготовления.
М„ 1954. 138 с. (МЭИ).
38. Дерягин Б. В., Захаваева И. И., Талаев М. В. Прибор для определения
удельной поверхности порошковых и дисперсных тел по сопротивлению течению разре-
женного воздуха. М., Изд-во АН СССР, 1953. 38 с.
39. Кириллин В. А., Шейндлин А. Е. Основы экспериментальной термодинамики.
М.—Л., Госэнергоиздат, 1950. 312 с.
40. Соколов Н. В., Осокин В. Н. Абразивность углей и износостойкость металлов
при размоле. — «Теплоэнергетика», 1959, № 11, с. 37—41.
41. Каган Я. А. Определение оптимальных размеров ШБМ. — «Энергомашино-
строение», 1971, № 1, с. 12—16.
42. Каган Я. А. Определение оптимальных параметров и размеров молотковых
мельниц. — «Теплоэнергетика», 1970, № 8, с. 22—26.
43. Горение углерода. Под ред. А. С. Предводителева. Изд-во АН СССР, 1949.
407 с.
44. Блинов В. И. О механизме горения углеродных частиц при атмосферном
давлении. Известия ВТИ, 1937, № 7 (95), с. 8—17.
45. Бабий В. И., Попова И. Ф. О некоторых особенностях выгорания мелких
фракций угольной пыли. — «Инженерно-физический журнал», 1971, т. 21, № 3,
с. 411—418.
46. Кнорре Г. Ф. Топочные процессы. М.—Л., Госэнергоиздат, 1959. 395 с.
47. Шагалова С. Л. Исследование взрывоопасности пыли натуральных топлив.—
«Теплоэнергетика», 1955, № 5, с. 22—25.
48. Кацнельсон Б. Д., Мароне И. Я. О воспламенении и горении угольной пыли. —
«Теплоэнергетика», 1961, № 1, с. 30—33.
49. Кацнельсон Б. Д., Мароне И. Я. Влияние давления и концентрации кисло-
рода на воспламенение и горение мелких угольных частиц. — «Теплоэнергетика», 1964,
№ 1, с. 11—15.
50. Иванова И. П., Бабий В. И. Изучение механизма выгорания угольной ча-
стицы. — «Теплоэнергетика», 1966, № 4, с. 54—59.
51. Виленский Т. В. и др. Горение угольной пыли при наличии вторичных реак-
ций. Труды МЭИ. Выл. 150, 1972, с. 7—22 (МЭИ).
52. Маршак Ю. Л. Топочные устройства с вертикальными циклонными предтоп-
ками. М., «Энергия», 1966. 320 с.
53. Погосян М. М. Исследование закономерностей горения угольной пыли в фа-
келе. Автореф. дис. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1974. 25 с. (МЭИ).
54. Горелки пылеугольные вихревые. Отраслевая нормаль котлотурбостроения. Л.,
1961 (Мин-во энерг. и тяж. машиностр.).
55. Ромадин В. П. и др. Рекомендации по выбору, расчету и проектированию
вихревых пылеугольных горелок для сжигания АШ, ПА и тощих углей в открытых
и полуоткрытых топках. — «Теплоэнергетика», 1968, № 2, с. 81—88.
56. Ромадин В. П. и др. Рекомендации по применению закручивающих устройств
в вихревых пылеугольных горелках. — «Теплоэнергетика», 1968, № 3, с. 77—81.
57. Маслов В. Е., Процайло М. Я., Остроумов А. М. Исследование пылевых пото-
ков в амбразуре шахтной мельницы при сжигании канско-ачинских бурых углей.—
«Теплоэнергетика», 1964, № 11, с. 34—39.
58. Материалы научно-технического совещания по сжиганию канско-ачинских
углей. Красноярск. 1967. 294 с. (Красноярское краевое НТО. Красноярскэнерго).
59. Эпик И. П. Влияние минеральной части сланцев на условия работы котло-
агрегата. Таллин, Эстонгосиздат, 1961. 249 с.
60. Циклонные топки. Под ред. Г. Ф. Кнорре и М. А. Наджарова. М.—Л., Гос-
энергоиздат, 1958. 215 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Абразивность топлива 238, 239
Абрамовича Г. Н. — разработка теории струи
99
— соотношение между безразмерными темпе-
ратурами на оси струи 114
— теория центробежной форсунки 200, 201
Автоматизация систем пылеприготовления 320
— с молотковыми мельницами 325
---невентилируемыми шаровыми барабан-
ными мельницами 326, 327
---шаровыми барабанными мельницами
320—324
Автомодельность скоростных полей струи 102
— турбулентной струи 159
Адиабатическая температура горения 56
Адиабатическое сжигание 56
Азот 12, 14
Активированные молекулы 215
Активные молекулы 59, 61
— промежуточные продукты 6, 7, 8
Аналитические методы исследования 339
Антрацит 8, 15
Аппаратурные условия 81
Атмосферные горелки 153
Атомарный водород 128
— кислород 128, 215, 218
Аэродинамика системы плоских параллельных
струй 115
Аэродинамическое торможение периферийных
слоев 168
Б
Балласт топлива 9, 17
Безразмерная длина зоны воспламенения 161
------ догорания 160
— скорость струи 109, 112
— температура 77, 79
Безразмерные координаты температур 113
Безразмерный коэффициент теплоотдачи 78
Беспламенное горение газов 172
Бимолекулярные реакции 57, 63, 64
Богхеды 12
БПК-ОРГРЭС горелка 388
Броня волнистая 246, 250
— каблучковая 246, 250
— ступенчатая 246
Бурые угли 7, 8, 15
Буссинеска Т. В. формула 94
Быстроходно-бильная мельница 267
В
Ванадий 214
Варшавского Г. А. диффузионная теория го-
рения капли жидкого топлива 181
Верхний предел распространения пламени 138
Взрываемость угольной пыли 230
Взрывные клапаны 319
Взрывобезопасность пылеприготовительных
установок 318
Взрывы микрообъемов 145
Влага топлива 18
Влажность гигроскопическая 9
478
Влажность пыли 229
Внешняя влага 18
ВНИИМТ горелка для доменного газа 175
Внутреннее реагирование 338
Внутренняя влага 48
— поверхность топлива 338
Водород 12, 44, 68
Воздушно-сухое топливо 13
Воздушные (вентиляторные) форсунки низкого
давления 190, 197
Воздушный баланс системы пылеприготовле-
ния ЗГ1
•--топки 376
Волюменометр 236
Вращающиеся (ротационные) форсунки 187
Время выгорания 160
Встречное расположение горелок 210
ВТИ вертикальный циклонный предтопок 467
— гамма-топка 459
— горелка с завихривающими лопатками 383
Вторичные реакции 332
Высокосернистый мазут 214
Высшая теплота сгорания 9, 21
Выход летучих 9, 19
Г
Газоанализатор Орса (ВТИ) 28
Газовые горелки 202
Газовый анализ 28, 35
— уголь 9
Газомазутные топки 209, 211
Газообразное топливо 7, 209
Газоплотные парогенераторы 31
Геометрические характеристики зоны смеше-
ния 104
Гетерогенное горение 331
Гетерогенные реакции 51
Гидроксильные радикалы 128
Голубой конус факела 148
Гольденберга С. А. формула для безразмер-
ного коэффициента массообмена 98
— решение задачи о зажигании в потоке 166
Гомогенная реакция 48
Горелки без предварительного смешения газа
с воздухом 174
— для низкокалорийных газов 203
— инжекционные туннельного типа 174
— предварительного смешения 174, 209
— с частичным смешением 176
Горение жидких топлив 176
•----- со свободной поверхности 176
(— капли жидкого топлива 179
— крупных частиц пыли 357, 360
— мелких частиц пыли 354
— монодисперсной пыли в двумерном факеле
360
— однородной газовой смеси 147
— угольной пыли в факеле 363
— углеродной частицы 337
— частицы угольной пыли 348
Горючая масса топлива 13, 14
Горючие сланцы 8, 15
Градиент концентраций 83, 336
— скорости 103
-Градиент температур 83, 133
Грохочение топлива 221
Гумусовые образования 12
Д
.Двухпоточная механическая форсунка 194
.Двухпроводные горелки 175
.Двухступенчатое сжигание 219
Дерягина прибор 228
Дисперсность угольной пыли 221
Диссоциация водяного пара 53, 54
— углекислоты 54
.Дифференциальная кривая распределения
угольной пыли 223
Диффузионная область горения 331, 347
— теория горения капли жидкого топлива 181
Диффузионное горение газов 147, 155, 158
— пламя 157
— торможение 332, 334
Диффузионный метод сжигания 213
— поток 83
Диффузия 83, 126
Длина зоны воспламенения диффузионного
факела 1'59
--- догорания 160
— ламинарного диффузионного факела 157
— пути смешения 87, 88
— факела 148, 154, 160
— — круглой горелки 157
--- щелевой горелки 157
Древесина 12, '15
Древесная «вата» 220
Дробленка 221
Е
Единицы международной системы (СИ) 474
Ермолаева О. Н. формула для безразмерной
длины зоны догорания 160
Ж
Жидкое топливо 7
Жирный уголь 9
3
Зависимость скорости распространения пламе-
ни от давления, состава и температуры
смеси Г34
Задача о зажигании в потоке 166
Зажигающее кольцо 147
Зажигание турбулентного диффузионного фа-
кела 160
Закон Аррениуса 60, 63, 331, 333
— Гесса 23
— действующих масс 47, 48
— кратных отношений Дальтона 26
— Лавуазье и Лапласа 24
— Михельсона (закон косинуса) 124
— падения избыточных температур 114
— площадей 123
— распределения Максвелла—Больцмана 61
— распределения температуры вдоль оси
струи 114
* — Риттингера 222
— Розина—Рамлера 363
— сохранения импульса 106
Закрученная турбулентная струя 99
Замазывание механизмов топливоподачи 220
Затопленная струя 100, ПО
Зельдовича Я. Б. решение задачи о тепловом
распространении пламени 130
Зерновая (интегральная, помольная) характе-
ристика угольной пыли 221
ЗиО угловая поворотная горелка 389
Зольность топлива 9, 10, 17
Зона горения 123
— догорания 187
— смешения струи 99, 112
— устойчивого горения 155
И
Идеальная зерновая характеристика угольной
пыли 223
Идеальные газы 50
Измерение скорости распространения пламени
126, 127
Избыточный кислород 216
Изобарическая плоская струя 104
— спутная свободная струя 108
Изотахи в затопленной струе 106
Изотермическая реакция 64
— свободная турбулентная струя 98
Изотермы безразмерных температур 113
Индивидуальный подвод воздуха 210
Инертная примесь, 65, 66
Интенсивность теплоотвода 80
— смесеобразования 158
Интенсификация процесса горения 136, 153, 210
— сжигания газообразных топлив 168
--- мазута 487
---пылевидных топлив 366, 367
Искусственная стабилизация пламени 165
Исследования горения одиночных частиц 340,
341, 342
Источник зажигания 165
К
Калориметрическая бомба 25
Каменный уголь 8, 15
Камерная топка 4, 75
Камеры сгорания газотурбинных установок
(ГТУ) 75
Кармана число 89
Кинематическая вязкость 95, 161
Кинетика химических реакций горения 56
Кинетическая область горения 78, 331, 332,
347
Кинетическое уравнение реакции 67, 330
Кислород 12, 14
Кислордная формула 32
Клапан-мигалка 305
Классификация горелок для сжигания газа
174
— камерных топок 379
— углей по размеру кусков 10
— химических реакций 57
Кокс 186
Коксовый остаток 9
— уголь 9
Количество движения в системе струй 118
Конвективный перенос 85
Константа интегрирования 67
Константы равновесия 49, 50, 51
— скорости реакции 48, 59, 60, 335, 336
— физико-химического процесса горения 354
Конструирование молотковых мельниц 278
— шаровых барабанных мельниц 274
Конструкторский расчет парогенератора 33
Конусообразный факел 148
Концентрация активных молекул 59
— горючих 65
— золы в продуктах сгорания 29
— кислорода в пылевоздушной смеси 230
--- начальная 349
--- объемная 348
— нормальных молекул 59
— реагирующих веществ 48
— угольной пыли в пылевоздушной смеси 230
Коррозия поверхностей нагрева ванадиевая 214
------ высокотемпературная 214
— -- низкотемпературная 214
— — — сернокислотная 214
Коэффициент внутренней диффузии 334
— вязкости 94
— избытка воздуха 26, 27, 31, 20, 214, 218
— корреляции (связи) 89, 90
— молекулярного переноса 105
— молекулярной диффузии 83
— неравномерности начального поля скорости
108
— относительной износостойкости 240
— полезного действия парогенератора брутто
45
---------нетто 45
--------- по прямому балансу 45
--------- по обратному балансу 45
---— размольных устройств 233
— полидисперсности угольной пыли 222, 225
— разложения карбонатов 41
— размолоспособности топлива 234 , 235, 236,
237
— расхода 201
— реакционного газообмена 337
— теплоотдачи 73, 76
479
Коэффициент теплопроводности 85
— турбулентного обмена 92, 97
— турбулентной вязкости 94
---диффузии 97, 145, 159
— — температуропроводности 96
--- теплопроводности 96, 227
Критерий Нуссельта 182
---диффузионный 345, 347
---тепловой 345, 351
— Пекле 85
— Прандтля 85
— Рейнольдса 85, 88, 90, 98, 140, '160, 182, 188
— Фруда 161
Критическая точка 75, 81
— частота вращения шаровой барабанной
мельницы 249
Критический диаметр трубки 138
--- камеры сгорания 81
Критическое условие проскока 151
Круглые горелки 171
Крупномасштабная турбулентность 141
Л
Лагранжев коэффициент корреляции 91
— макромасштаб времени 9'1
---длины 91
Ламинарное движение 85, 86
диффузионное горение 155
— пламя 140, 146
— смешение 144
Ламинарный диффузионный факел 155
Лигнин 7
ЛПИ вихревая топка 418
— способ низкотемпературного сжигания топ-
лив с повышенным содержанием щелочных
металлов 451
Льюиса Б. и Эльбе Г. Критическое условие
проскока 151
— — расчеты скорости распространения пла-
мени 149
М
Магнитный сепаратор 220
Мазут 8, 11, 15, 186, 190, 217
Мазутная форсунка парового распыления 195,
198
Мазутные горелки 209, 210
— форсунки 490
Макросмешение 213
Максимальная скорость реакции 65
Максимальные скорости распространения пла-
мени 137
Маркировка каменных углей 9
Массовая скорость горения 122, 169, 177
Массообмен 158
Масштабы турбулентности 89, 90, 154
Математическая модель 350
Математическая модель процесса горения мо-
нодисперсной пыли 361
Уравнение выгорания частиц 362
— изменения концентрации кислорода 362
—-----углекислоты 362
— теплового баланса газовой среды 361
------ горения частиц 361
Математическая модель процесса горения ча-
стицы пылевидного топлива 350
Уравнение горения летучих 350
— выгорания частицы кокса 351
— изменения концентрации кислорода 352
------ углекислоты 353
— кинетики выхода летучих 350
— теплового баланса газовой среды 352
------ горения частицы 350
Математическое моделирование 339, 361
Материальный баланс процесса горения 26
Мелкодисперсные частицы 158
Мелкомасштабная турбулентность 141
Мельница-вентилятор 223, 270, 271, 272
Мельничный вентилятор 250, 254 , 255, 256, 257,
258
Метиловый спирт’71
Механизм переноса вихрей 114
---импульсов 95
---тепла 95
— турбулентного распространения пламени 141
— турбулентности 87
Механические форсунки 187, 190, 211
--- с рециркуляцией 194
480
Методы сжигания твердых топлив 366 ‘
вихревой 366 369
пылевидный (факельный) 366
слоевой 366 370
Микродиффузия 143
Микронеоднородность газа 144
Микрообъемная модель горения 143
Микрофакельное горение 170
Минеральные примеси топлива 13, 16
Минимальное давление мазута перед механи-
ческой форсункой 193
Минимальный объем водяных паров 35
--- продуктов сгорания 35
Михельсона В. А. методическая горелка 127
Многоярусное расположение горелок 211
Модели поверхностного горения 143
Модель логическая процесса горения частицы,
топлива 349
Молекулярная диффузия 97, 98, 329
— теплопроводность 83, 126
Молекулярный перенос 92
Моль газа 23
— горючего вещества 23
Молярная концентрация 49, 63
Молотковая мельница 221, 223
--- аксиальная 258
--- аксиально-тангенциальная 258
--- тангенциальная 258
Мономолекулярные реакции 57, 63, 64
МЭИ второй метод учета полидисперсности-
угольной пыли 363
— горелка газовая 168
---с внешним подводом первичного возду-
ха 387
------зажиганием от дежурного очага 168
— топка со встречно-смещенными струями 438-
— — с пересекающимися струями 459
И
Наблюдаемая скорость распространения пла-
мени Г24
Напряжение турбулентного треиия 94
Начальный участок струи 100
Невентилируемая шаровая барабанная мель-
ница (НШБМ) 248
Неизотермическая турбулентная струя 112
Необратимая реакция 52
Неразветвленные цепные реакции 68
Нестационарная теория теплового самовоспла-
менения 75
Нефть 8
Низшая теплота сгорания топлива 21
Нижний предел распространения пла|мени 138
---устойчивости пламени 151, 152
Номограмма МЭИ для определения поверхно-
сти пыли 227
Нормальная скорость распространения пламе-
ни 133
Нормальное распространение пламени 122, 128,
141
О
©бласти диссоциации 55
Обрыв факела 213
Обратимые реакции 67
Объем сухих газов 39
— трехатомных газов 39
Объемные концентрации 63
Одномерное течение 98
Однопроводные горелки 174
Окислитель 52, 65
Окислы азота 217
— ванадия 11, 214
— щелочных металлов 11
Окись углерода 12, 70
Органическая масса топлива 12, 13
— сера 45
Остаток на сите 221
Относительная длина зоны воспламенения 159
— молярная концентрация 50
— мощность молотковой мельницы 259, 260
П
Параметр сжимаемости струи 112
Паровая барабанная трубчатая сушилка 317
Парциальное давление газа 49
Первичные продукты сгорания 338
Первичный фронт пламени 212
Пережог экранных труб 219
Перенос тепла 95
Пересчет состава топлива 13
— теплоты сгорания 22
Переходный участок струи 100
Период воспламенения 354, 359
— индукции 75, 83
Плоская изотермическая струя ПО
— струя 101
Плоско-параллельная затопленная струя 108
Плотность пыли истинная 225
---кажущаяся (объемная) 225
--- насыпная 225
Поверочный расчет парогенератора 33
Поверхностная плотность тепловыделения 218
Поверхность угольной пыли 226, 337
— условная 227
— фронта пламени 169
Пограничный слой 99, 102. 103
Подобие скоростных полей струи 102, 106, 118,
119
— температурных полей струи 118
Поле давлений 86
Полезно использованное тепло парогенера-
тора 41
Полюс струи 100
Поля избыточных температур 113
— скоростей 116
Поперечные пульсации молей газа 102
Поправка на влажность 237, 238
Пористость топлива 337
Порошкообразный кокс 20
Порядок реакции 58
Потенциальное ядро струи 100, 101
Потеря сыпучести 220
— тепла в окружающую среду 44
---на охлаждение панелей и балок 46
---с уходящими газами 43
-------физическим теплом шлака 45
--- от механической неполноты сгорания 44
-------химической неполноты сгорания 43
Пофракционный расчет выгорания полидис-
персной пыли в факеле 364
Правило Ле-Шателье 139
Прандтля физическая модель механизма тур-
булентного движения 93
— формула 95
Предводителева АС формулы 139
Предел воспламенения 139
— равновесия реакции 52
— распространения пламени Г37
— устойчивости горения ламинарного факела
163
Предотвращение шлакования 445
вторая группа мероприятий 446, 447
интенсивность образования гребневидных
отложений 451
критическая температура начала образо-
вания отложений 450
методы предотвращения шлакования 445
образование плотных с\ льфатно-связаниык
отложений на конвективных поверхностях
нагрева 447, 448
первая группа мероприятий 445, 446
первичные и вторичные золовые отложения
449
рекомендуемое предельное напряжение се-
чения топочной камеры 452
химический состав гребневидных отложений
450
Прибор Дерягина для определения поверхно-
сти угольной пыли 228
— Лермантова для определения плотности
угольной пыли 226
Приведенная величина уноса золы 34
— влажность топлива 20
— зольность топлива 20
— сернистость топлива 20
Приведенные характеристики топлива 20
Принцип Ле-Шателье 52
— неразрывности 87
Природные газы 11, 213
Присадки против коррозии 215
Продукты сгорания топлива 27
Производительность механической форсунки
192
— парогенератора 42
Проницаемость материала 335, 336, 337
Проскок пламени в горелках 151
Простые (элементарные) реакции 58
Проход через сито 220
Профили скоростей '100, 101, 113, 118, 120, 126,
150
Процесс шлакообразования 443
Прямоточная горелка для сжигания природно-
го газа 203
— турбулентная струя 99
Пульсирующее самовоспламенение 145
Пылевидное сжигание топлива 347
Пылепитатели 306, 307, 308
Пылеугольные горелки 381
— вихревые двухулиточные 381
— прямоточно-улиточные 381
— улиточно-лопаточные 381
ВТИ с завихривающими лопатками 385
БПК-ОРГРЭС 38'8
плоско-факельные ЦКТИ-ТКЗ-Во ГРЭС 388
прямоточные неподвижные 386
— поворотные 386
— щелевые с внешней подачей вторичного
воздуха 386
------------- первичного воздуха 387
угловые поворотные горелки ЗиО 389
Пылеугольные топки с вертикальными цилин-
дрическими предтопками 467
аэродинамика вертикального циклонного
предтопка 468
вертикальная циклонная топка 472
вертикальный циклонный предтопок ВТИ
467
конструктивные соотношения для верти-
кальных циклонных предтопков ВТИ 469
расчетные характеристики циклонных и
двухкамерных топок 471
Пылеугольные топки с жидким шлакоуда-
лением 452
двухкамерные топки с прямоугольным
предтопком 460
«длинные» шлаки 454
«короткие» шлаки 454
критическая температура шлака 454
однокамерные топки с жидким шлакоуда-
лением 455
распределение скоростей в горизонтальной
циклонной камере 463
расчетные характеристики топок с жидким
шлакоудалением 460
рекомендуемые размеры горизонтальных
циклонных камер 467
— с пересекающимися струями 459
— пересекающимися струями 459
три зоны однокамерной топки 456
циклонные топки 461
— — с горизонтальными циклонами 461
------встречным расположением гори-
зонтальных циклонов 466
Пылеугольные топки с промбункером 421
аэродинамика топки при неравенстве коли-
честв движения встречных струй 430
------с фронтальным расположением горе-
лок 424
------встречно-смещенными струями 439,
440
------встречным расположением горелок
427
блочная компоновка горелок 437
встречная компоновка вихревых горелок на
боковых стенах треугольником 428
диагональная компоновка горелок 436
зажигание в топках с встречным располо-
жением горелок 431
оптимальное количество первичного возду-
ха 432, 433
причины и меры предотвращения шлакова-
ния на парогенераторах с встречным рас-
положением горелок 432
структурная схема факела в топке со
встречно-смещенными струями 441
топки с встречным расположением горелок
427
------ угловым расположением горелок 434
— — фронтальным расположением горелок
422
Пылеугольные топки с прямым вдуванием 396
с горизонтальным рассекателем в амбра-
зуре 400
— мельницами-вентиляторами 409
— открытыми амбразурами 399
МЭИ для сжигания в системе плоских па-
раллельных струй 404, 407
с низконапорными горелками 403
481
Пылеугольные топки с высоконапорными го-
релками 418
------ пылеконцентратором 4Г1
------эжекционной амбразурой 401
Р
Рабочая масса топлива 14
Равновесная концентрация (окислов азота)
218
Радикалы 61
Разветвленные цепные реакции 69
Развитое зажигание 171
Развитый турбулентный поток 142
Размеры молей 142
— топочного устройства 211
Размольная производительность мельницы
311, 312
Располагаемое тепло топлива 40
Распыление жидких топлив 187
Расход топлива на парогенератор 45, 46
Расчет валковых среднеходных мельниц 283
— газовых горелок 206
— мельниц-вентиляторов 284
— молотковых мельниц 277, 278
— пылеугольных горелок 391
— расстояния между горелками и между ни-
ми и стенами топки 395
— скорости пылевоздушной смеси, вторичного
и сбросного воздуха 393
— тепловой мощности горелки 392
— шаровых барабанных мельниц 273, 274
Расчетные характеристики камерных топок 211
Реакционная способность топлива 337
Режим вентиляции шаровой барабанной мель-
ницы 251, 252
Рециркуляция в корневую область факела 165
— продуктов сгорания 165, 166, 219
Решение задачи о воспламенении и выгора-
нии частицы 353
Ротационная форсунка 195
С
Сажа 186
Самовоспламенение 73, 76, 78
Самоускорение реакции 144
Сапропелиты 12
Свечение пламени 178
Свободная струя газа 99
Свободные радикалы 68
Семенова Н. Н. определение температуры
самовоспламенения 74
— основы теории цепных реакций 68
— представление о протекании цепной реак-
ции 70, 71
Сепараторы пылеугольные 242, 296, 298, 299,
300, 301
Сера 11, 14
Сернистый газ (сернистый ангидрид) 12, 16,
214
Серный ангидрид 214
— колчедан 16
Сероводород 12
Сжигание газов 147
— жидких топлив в факеле 184
Система плоских параллельных струй 115
Ситовой анализ угольной пыли 221
Скорость вентиляции молотковой мельницы
261
— воздуха на выходе из горелок 210
— выхода газовой смеси 154
— гетерогенной реакции 56
— гомогенной реакции 56
— горения 156
---жидких горючих 178
---углерода 329, 334, 344
—-----удельная поверхностная 345
— диффузии кислорода 156, 331
— диффузионного горения 156, 157
— изотермической мономолекулярной реакции
66
— истечения смеси 152
— коррозии 214, 215. 216
•— молекулярной диффузии 157
— проскока пламени 164
— распространения пламени 122, 125, 126, 135,
136, 154
— тепловыделения 131
— тримолекулярной реакции 65
482
Скорость турбулентного горения 145
— — распространения пламени 141
<— химических реакций 56, 63, 156, 168, 330,.
331
Скоростные поля струи 101
Слабоспекающийся уголь 9
Сланцы Ю
Сложные реакции 58, 67
Смерзание топлива 221
Соколика А. С. формула для скорости турбу-
лентного распространения пламени 145
Состав топлива 12
Спутная струя 100, 103
Среднеходные мельницы 221, 223, 261, 264, 265'
Стабилизаторы зажигания 166
Стабилизация ламинарного факела 150
— пламени 167
Стабилизирующая способность горелок 165
Стадии горения коксового остатка 328
--- твердого топлива 328
Статическое давление 116
Стационарная теория теплового самовосжла-
менения 72
Стационарное состояние 81
— пламя 125
Стационарные режимы 73
Стационарный факел 158
Степень диссоциации 52, 54
— дробления топлива 221
— заполнения барабана шарами 248, 250'
— кинетичности процесса горения 354
— разложения карбонатов 29
— турбулентности 88, 89
— углефикации 9
Стехиометрические коэффициенты 57
Стехиометрическое уравнение горения 26, 38,
39
— число 159
Структура газового факела 154
— ламинарного диффузионного факела 156
Сульфатная сера 15
Сульфаты 16, 217
Сухая масса топлива 13, 14
Сушильная производительность мельницы 311,
312
Схемы пылеприготовления 286, 287, 288, 289,
291
— центрального пылезавода 313, 314, 315, 316
Т
Твердое топливо 7
Тейлора Г. теория переноса завихренности
93, 95
Температура горения 55, 130
— самовоспламенения 74, 80, 82
Температурные характеристики золы 18
Теоретически необходимое количество возду-
ха 27, 35
Теорема импульсов 107
Теоретическая температура горения 56, 217, 213
Теоретически необходимое количество возду-
ха 27, 35
Теория гетерогенного горения 329
— микрообъемного горения 143
— переноса количества движения 92
— фронтового (поверхностного) горения 140
Тепловая мощность топки 380
Тепловое воспламенение 72
— напряжение объема факела 169
--- поверхности нагрева экранов 381
--- сечения топочной камеры 380
---топочного объема 212, 380
— распространение пламени 122
Тепловой баланс парогенератора 40, 42
---системы пылеприготовления 308
Тепловыделение 72
Теплоемкость воздуха 33
— газов 33
— газового топлива 41
— золы 34
— мазута 41
— шлаков 46
Теплонестойкие газы Г58
Теплопередача 83
Теплопроводность 83
Теплостойкие газы 158
Теплота образования активных молекул 59
— парообразования 22
— реакции 55
Теплота сгорания по бомбе 25
-----топлива 21'
Теплотехнические характеристики топлива 15
Термическое расщепление 185
Технологические схемы сжигания пылевидных
топлив 371
с подачей пыли горячим воздухом 375
— промбункером пыли 374
— прямым вдуванием пылевоздушной сме-
си 371
------с ШБМ 374
— пылеконцентратором 372
— разомкнутой сушкой 376
ТКЗ газомазутная горелка 205
Токсичные окислы 217
Толщина зоны горения 129
Тонкость помола угольной пыли 77, 220, 221
Топки с мельницами-вентиляторами 366
Топливный коэффициент 37
— тракт 220
Торф 7, 10, 15
Точка росы 214 ;
Тощий уголь 9
Трехатомные газы 32
Тримолекулярные реакции 58, 63, 64
Туннельная горелка 172, 173
Турбулентная диффузия 83, 85 , 96, 98, 329
— область 86
Турбулентное движение 85, 86
— диффузионное горение 158
— горение однородной газовой смеси 153
— распределение пламени 122, 140
— смешение 144
Турбулентные касательные напряжения 93
—- пульсации 153
Турбулентный перенос в топке 91, 92
— пограничный слой 99, 112
У
Углеводороды 70
Углекислота 12
Угловой коэффициент расширения зоны сме-
шения 102, 117
Угольная пыль 220, 221
-----полидисперсная 348
Удельная скорость горения углерода 343
Удельный расход энергии на размол 231, 251
Универсальная газовая постоянная 23, 49, 59
Уравнение диффузии 97, 129, 130
— неполного горения 38
— нормального распространения пламени 128
— сохранения количества движения 107
Уравнение теплопроводности 129, 130
Условие устойчивости ламинарного горения
161
Условия интенсификации сжигания газов 171
Установившийся процесс Г32
Устойчивость зажигания 165, 167
Устойчивый факел 150, 152
Учет полидисперсности угольной пыли 303,
363
Ф
Факел полидисперсной пыли 303
Физическая модель процесса горения 339
Физическое тепло топлива 41
Форма факела 148, 149, 152
Формальдегид 71, 185
Форсунка паромеханическая двухканальная 195
Форсунки паровоздушные (пневматические)
высокого давления 190
— паровые 187, 211
Фракции угольной пыли 77, 221
Франк-Каменецкого Д. А. решение задачи
теплового распространения пламени 130,
132
Фронт пламени 123
— турбулентного пламени 140
Фронтальная компоновка горелок 210
X
Характеристики быстроходно-бильных мельниц
(ББМ) 269
— инерционных сепараторов ВТИ 298
— камерных топок 397 , 420, 421
Характеристики мельниц-вентиляторов (М-В)
272
— мельниц валковых среднеходных (МВС)
267
---молотковых аксиальных (ММА) 262
------тангенциальных (ММТ) 263
---шаровых барабанных (ШБМ) 253
Хзмаляна Д, М. вывод основного уравнения
полного горения 35
—• уравнение баланса тепла для элементарно-
го участка камеры 77
Химическая кинетика 156
— обратимость реакции 47
— полнота горения 35
Химические связи в молекулах 60
Химический иедожог 187
Химическое равновесие реакция горения 35
Хиншельвуда К. основы теории цепных реак-
ций 68
Хитрина Л. Н. предположение о «зажигаю-
щем кольце» 148
— решение задачи о зажигании в потоке 166
Хлор 68
ц
Центральное пылеприготовление 312, 314, 315,
316
Центробежный эффект в форсунках 187
Цепное воспламенение 69
Цепные реакции 67, 68, 216
Циклоны 302, 303, 304
ЦКТИ вихревая топка 459
— газомазутная горелка 204
— методика расчета выгорания полифракцион-
ного факела 364
— ТКЗ-ОРГРЭС плоскофакельная горелка 388
Ч
Частота пульсаций 91
Численное интегрирование 79, 80
Ш
Шаровая барабанная мельница 221, 223, 243,
245, 247
Шершнева вихревая топка 417
Ширина затопленной струи 104
— пограничного слоя 100, 103
Шорина С. Н, формула для безразмерной
длины зоны догорания 160
Ш
Щелкина К. И. объяснение крупномасштабно-
го турбулентного горения 142
Щепоуловитель 220
Щетинкова Е. С. теория микрообъемного го-
рения 144
Э
Эжекционная способность системы струй 117
Эйлера уравнение 107
Эйлеров поперечный масштаб турбулентности
90
Экзотермические реакции 52, 144
Экономическая тонкость помола 231
Экспоненциальный закон 67
Электронно-вычислительная машина 79, 80
Элементарный состав топлива 13
Эмпирические константы 59
Эндотермические реакции 52
Энергетические цепи 72
Энергетический барьер 61
Энергетическое топливо 7
Энергия (теплота) активации 59, 61, 62, 68, 333
Энтальпия перегретого пара 42
— продуктов сгорания 33
Я
Яковлевского О. В. решение задачи расчета
осевой и минимальной скорости по профи-
лю избыточной скорости 120
483
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие................................................................. 5
Введение ................................................................... 4
I. ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ ТОПЛИВО. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ
И ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПАРОГЕНЕРАТОРА
Глава первая. Энергетическое топливо и термохимия реакций горения . . 7
1-1. Энергетическое топливо и его классификация . 7
1-2. Состав топлива.................................................. 12
1-3. Теплотехнические характеристики топлива...........................15
1-4. Понятие условного топлива и приведенные характеристики ... 20
1-5. Теплота сгорания топлива ........................................ 21
1-6. Закон постоянства сумм теплот сгорания............................23
1-7. Определение теплоты сгорания топлива .............................25
Глава вторая. Материальный баланс процесса горения..........................26
2-1. Расход воздуха и продукты сгорания топлива. Коэффициент избытка
воздуха ...........................................................26
2-2. Энтальпия продуктов сгорания......................................33
2-3. Основное уравнение горения........................................35
2-4. Уравнение неполного горения ........ 38
Глава третья. Тепловой баланс парогенератора............................... 40
3-1. Тепловой баланс и тепловые потери............................ . 40
3-2. Коэффициент полезного действия парогенератора и расход топлива . 45
II. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ ТЕОРИИ ГОРЕНИЯ
Глава четвертая. Химическое равновесие реакций горения .... 47
4-1. Химическое равновесие и закон действующих масс....................47
4-2. Зависимость химических равновесий от температуры ..... 51
4-3. Протекание и подвижность химических реакций.......................52
4-4. Диссоциация водяного пара и углекислоты................... . . 53
4-5. Влияние диссоциации на температуру горения...................... 55
Глава пятая. Кинетика химических реакций горения . .............55
5-1. Скорость химических реакций.......................................56
5-2. Классификация химических реакций . .......................57
5-3. Зависимость скорости реакции от температуры.......................58
5-4. Влияние давления на скорость реакции...................... . . 63
5-5. Зависимость скорости реакции от состава смеси при постоянных дав-
лении и температуре.............................................. 64
484
5-6. Изменение скорости реакции во времени.......................... 66-
5-7. Цепные реакции................................................. 67
5-8. Стационарная теория теплового самовоспламенения ............... 72'
5-9. Нестационарная теория теплового самовоспламенения ..... 75
Глава шестая. Турбулентная диффузия.........................................83
6-1. Передача вещества и тепла в потоке ... ................83
6-2. Турбулентность. Характеристики турбулентности....................85
6-3. Явления турбулентного переноса в потоке ........ 91
6-4. Теория переноса количества движения..............................92
6-5. Перенос тепла и примесей в турбулентном потоке . .• . . 95
6-6 Уравнение диффузии................................................97
Глава седьмая. Элементы теории турбулентных струй . . ... 98
7-1. Изотермическая свободная турбулентная струя......................98
7-2. Расширение турбулентной струи.................................. Ю1
7-3. Геометрические характеристики зоны смешения.....................104
7-4. Изотахи в затопленной струе . . ......................106
7-5. Закон сохранения импульса.......................................106
7-6 Изменение скорости вдоль оси струи............................. 108
7-7. Нарастание расхода жидкости по длине струи.....................НО'
7-8. Неизотермическая турбулентная струя........................... .112
7-9. Система плоских параллельных струй........................... .-115
Глава восьмая. Распространение пламени в газах.............................122
8-1 Распространение пламени в потоке................................122'
'8-2. Измерение нормальной скорости распространения пламени .... 126
8-3. Уравнение нормального распространения пламени...................128
8-4. Зависимости скорости распространения пламени от давления, состава
и температуры смеси............................................. 134
8-5. Пределы распространения пламени.................................137
8-6. Турбулентное распространение пламени . 140
III. СЖИГАНИЕ ГАЗООБРАЗНОГО И ЖИДКОГО ТОПЛИВА
Глава девятая. Сжигание газов..............................................147
9-1. Горение однородной газовой смеси ............................... 147
9-2. Турбулентное горение однородной газовой смеси .................. 153
9-3. Ламинарное диффузионное горение...................... . . 155
9-4. Турбулентное диффузионное горение .................. . . 158'
9-5. Горение смеси газов с недостаточным количеством воздуха . . . 162
9-6. Пределы устойчивости горения ламинарного факела ... . 163
9-7. Искусственная стабилизация пламени...............................165
9-8. Интенсификация сжигания газообразных топлив .....................168
9-9. Беспламенное горение газов.......................................172
9-10. Классификация горелок для сжигания газов........................174
Глава десятая. Горение жидких топлив.......................................176
10-1. Горение жидких топлив со свободной поверхности . .... 176
10-2. Горение капли жидкого топлива...................................179
10-3. Сжигание жидких топлив в факеле . .......................184
10-4. Распыление жидких топлив........................................187
Глава одиннадцатая. Топочные и горелочные устройства для сжигания
газов и мазута ....................................................’..... 190
11-1. Мазутные форсунки............................................ 190”
11-2. Горелочные устройства для сжигания газов и мазута .... 202
11-3. Расчет газовых горелок........................................ 206
485-
1'1-4. Газомазутные топки...........................................209
11-5. Высокотемпературная и низкотемпературная коррозия поверхностей
нагрева.........................................................214
11-6. Образование окислов азота при сжигании высокосернистых мазутов 217
IV. ПРИГОТОВЛЕНИЕ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА К СЖИГАНИЮ
Глава двенадцатая Физические основы пылеприготовления .... 220
12-1. Общие положения...............................................220
12-2. Физические свойства угольной пыли ............................221
12-3. Экономическая тонкость помола ................................231
12-4. Закон измельчения топлива . ................................232
12-5. Коэффициент размолоспособности топлива ,........234
12-6. Абразивность топлива .........................................238
Глава тринадцатая. Углеразмольные мельницы...............................243
13-1. Основные типы углеразмольных мельниц ... .... 243
13-2. Расчет и конструирование углеразмольных мельниц...............273
Глава четырнадцатая. Системы пылеприготовления ..........................286
14-1. Схемы пылеприготовления...................................... 286
14-2. Элементы систем пылеприготовления ... ................292
14-3. Тепловой и воздушный баланс системы пылеприготовления . . . 308
14-4. Центральное пылеприготовление............................ ... 312
14-5. Взрывобезопасность пылепритотовительных установок.............318
14-6. Автоматизация работы систем пылеприготовления.................320
V. СЖИГАНИЕ ТВЕРДЫХ ТОПЛИВ
Глава пятнадцатая. Физические и химические явления в процессе горе-
ния частиц твердого топлива ....................................... 328
15-1. Общая характеристика процесса горения частиц твердого топлива . 328
15-2. Теория гетерогенного горения..................................329
15-3. Процесс химического реагирования углерода . . ..........332
15-4. Внутреннее реагирование углеродной частицы.................. 334
15-5. Процесс горения углеродной частицы............................338
15-6. Удельная скорость горения углерода .......................... 343
Глава шестнадцатая. Горение пылевидных топлив............................347
16-1. Общая характеристика процесса горения пылевидных топлив . . 347
16-2. Горение частицы пылевидного топлива...........................348
16-3. Решение задачи о воспламенении и выгорании частицы .... 353
16-4. Горение монодисперсной пыли в двумерном факеле................360
16-5. Горение угольной пыли в факеле.......................... .... 363
16-6, Пофракционный расчет выгорания полидисперсной пыли в факеле . 364
16-7. Основные условия интенсификации сжигания пылевидных топлив . 366
Глава семнадцатая. Сжигание твердых топлив............................ . 368
17-1. Методы сжигания твердых топлив................................368
17-2. Технологические схемы 'Сжигания пылевидных топлив.............371
17-3. Воздушный баланс топки . ................................376
17-4. Классификация и основные теплотехнические показатели камерных
топок......................................................... 379
Глава восемнадцатая. Пылеугольные горелки................................381
18-1. Вихревые горелки.............................. . . . . 381
18-2. Прямоточные горелки ... 386
18-3. Расчет пылеугольных горелок............................... . 391
486
Глава девятнадцатая. Пылеугольные топки с прямым вдуванием . 396
19-1. Общие характеристики камерных топок...........................396
19-2. Топка с открытыми амбразурами . . ......................399
19-3. Топка с горизонтальным рассекателем в амбразуре...............400
19-4. Топка с эжекционной амбразурой......................... .... 401
19-5. Топки с молотковыми мельницами............................ . 402
Г9-6. Топки с низконапорными горелками....................... . . 403
19-7. Топка для сжигания в системе плоских параллельных струй . . . 404
19-8. Топки с мельницами-вентиляторами............................ 409'
19-9. Топка с пылеконденсатором.............................. 411
19-10. Вихревые топки................................................417
19-11. Топки с прямым вдуванием и высоконапорными горелками . . . 418-
Глава двадцатая Пылеугольные топки с промбункером.........................421
20-1. Общие характеристики пылеугольных топок с промбункером . . . 421
20-2. Топки с фронтальным расположением горелок................... 422'
20-3. Топка с встречным расположением горелок ......................427
20-4. Топки с угловым расположением горелок..........................434
20-5. Топка со встречно-смещенными струями . . 438
20-6. Процесс шлакообразования и методы устранения шлакования . . 443
Глава двадцать первая. Топки с жидким шлакоудалением ..... 452‘
21-1. Эффективность работы топок с жидким шлакоудалением .... 452"
21-2. Однокамерные топки с жидким шлакоудалением.....................455
21-3. Топки с пережимом..............................................458
21-4. Топки с пересекающимися струями................................459
21-5. Двухкамерные топки с прямоугольным предтопком..................466
21-6. Циклонные топки ...............................................461
Приложения................................................................474
Список литературы ....................................................... 476
Предметный указатель . 478
ДАВИД МЕЛИКСЕТОВИЧ ХЗМАЛЯН
ЯКОВ АЛЕКСАНДРОВИЧ КАГАН
ТЕОРИЯ ГОРЕНИЯ И ТОПОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА
Редактор И. Я- Дубровский-Винокуров
Редактор издательства А. А. Кузнецов
Переплет художника А. А. Иванова
Технический редактор Л. В. Иванова
Корректор И. А. Володяева
Сдано в набор 8/1 1976 г.
Формат 70X100*/ie
Усл. печ. л. 39,65
Тираж 15 000 экз.
Подписано к печати 14/VII 1976 г. Т-11075
Бумага типографская № 2
Уч.-изд. л. 40,92
Зак. 541 Цена 1 р. 67 к.
Издательство «Энергия», Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10
Московская типография № 10 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Москва, М-114, Шлюзовая наб., 10.