4.4 Выводы

1. Предложенная математическая модель температурной обработки частиц угольной пыли дает возможность организовать управление процессом термической подготовки углей. Это является очень важным при разработке новых технологических режимов и устройств по термической подготовке углей различных месторождений.

2. Анализируя результаты вышеприведенных исследований, следует отметить, что использование предварительной термической подготовки позволяет решить следующие задачи.

Во-первых, появляется реальная возможность вовлечения в топливно-энергетический баланс (ТЭБ) страны забалансовых окисленных углей.

Во-вторых, снижается образование прочносвязанных натрубных отложений в 2 – 3 раза. Это означает, что будет увеличена надежность работы котельного оборудования; повысится экономичность работы котлоагрегатов за счет снижения расходов на очистку поверхностей нагрева; увеличится нагрузка котельных агрегатов и, как следствие, возрастет коэффициент использования установленной мощности тепловых электростанций.

Будет решена проблема выбросов оксидов азота. Концентрация оксидов азота будет снижена как минимум в 2 – 3 раза.

3. Внедрение технологии сжигания канско-ачинских углей на тепловых электростанциях с использованием термической подготовки позволит решать одновременно вопросы энергосбережения, экономичности работы котельного оборудования и экологии.

5 Технологические схемы и устройства по повышению эффективности энергетического использования углей канско-ачинского бассейна

5.1 Увеличение тепловой эффективности поверхностей нагрева котельных агрегатов

Как уже отмечалось выше, энергетическое использование углей Канско-Ачинского бассейна вызывает целый ряд затруднений. Основным из них является интенсивное образование прочносвязанных золовых отложений на поверхностях нагрева котлоагрегатов. Это резко снижает экономичность, надежность работы теплоэнергетического оборудования и в конечном итоге приводит к уменьшению коэффициента использования установленной мощности ГРЭС и ТЭЦ.

За последние годы, как в России, так и за рубежом проведено огромное количество работ по изучению механизма образования отложений, направленных на решение проблемы шлакования и загрязнения поверхностей нагрева, однако указанная проблема еще не решена.

В настоящей работе впервые предпринята попытка обобщения многочисленных результатов исследований по изучению механизма образования прочных первичных отложений на поверхностях нагрева котельных агрегатов при сжигании углей Канско-Ачинского бассейна. Целью обобщения является разработка практических рекомендаций по повышению тепловой эффективности поверхностей нагрева котельных агрегатов.

В работе [226] отмечается, что существует вполне определенное значение температуры стенки поверхности нагрева, когда начинается образование прочного первичного слоя отложений. Назовем это значение температуры стенки критическим. В результате обобщения экспериментальных исследований по сжиганию углей КАбасса нами установлены линейные зависимости критического значения температуры стенки ( ) от величины температурного напора (t):

= – k · Δt + b, (5.1)

где t = t_г – t_ст; t_г – температура газов вблизи теплообменной поверхности, С; t_ст – температура стенки труб, С; k и b – константы.

Довольно резкое снижение значения при повышении температурного напора (рис. 5.1) следует объяснить увеличением сил термодиффузионного переноса частиц летучей золы через граничный слой к поверхности нагрева [227] Со снижением температуры в ядре факела величина критической температуры стенки ( ) возрастает даже при одних и тех же значениях температурного напора (t = t_г – t_ст).

Объясняется это рядом факторов. Остановимся на основных из них. Во-первых, из-за снижения коэффициента шлакоулавливания топочной камеры по фракционному составу летучая зола становится более грубодисперсной. Увеличивается абразивный износ отложений крупными фракциями летучей золы и одновременно уменьшается массоперенос мельчайших частиц золы за счет сил термодиффузии. Кроме того, в мелкой фракции летучей золы (0 – 5 мкм) становится меньше легкорастворимых соединений щелочных металлов и аморфной фазы, способствующих образованию первичного слоя отложений за счет клейких пленок и процесса перекристаллизации [228]. Это означает, что при переводе котлоагрегатов с режима жидкого шлакоудаления на твердое при одинаковых значениях температур дымовых газов в области высокотемпературных поверхностей нагрева за счет возрастания величины критической температуры стенки и снижения загрязнения поверхностей нагрева тепловая эффективность пароперегревателя будет увеличиваться.

Рисунок 5.1 – Зависимость критической температуры стенки зондов, определяющей начало образования плотных первичных отложений от температурного напора: Т_т = 1550 С: 1 – назаровский уголь, А^d = 9 %, 2 – березовский уголь, А^d = 4,9 %, 3 – большесырский уголь, А^d = 4,6 %, 4 – ирша-бородинский уголь, А^d = 7,9 %; Т_т = 1350 С: 5 – березовский уголь, А^d = 4,9 %, 6 – ирша-бородинский уголь, А^d = 7,9 %

При сжигании ирша-бородинского угля, согласно данным, представленным на рис. 5.1, казалось бы, пароперегреватель должен находиться в более тяжелых условиях работы, чем при сжигании березовского угля, поскольку значение критических температур образования первичных отложений для ирша-бородинского угля значительно меньше.

Длительный опыт эксплуатации котлов и специальные исследования по сжиганию канско-ачинских углей различных месторождений на огневом стенде показывают, что хотя образование первичных отложений у березовского угля начинается при более высоких значениях температуры стенки, прочность их значительно больше [38].

В случае сжигания ирша-бородинского угля при обдувке паропере-гревателя происходит практически полное удаление образующегося слоя отложений, чего не происходит при сжигании березовского угля.

Из рис. 5.2 следует, что эффективность обдувки (%) для березовского угля ( ) более низкая по сравнению с ирша-бородинским углем ( ):

(5.2)

где t и t_i – значения температур дымовых газов за пароперегревателем соответственно до и после его обдувки, С. С течением времени это приводит к образованию слоя прочных, не удаляемых обдувкой, отложений. Таким образом, при сжигании березовского угля более остро стоит проблема обеспечения тепловой эффективности работы пароперегревательных поверхностей нагрева. По мнению А. А. Отса [39], величину критической температуры стенки ( ) необходимо понимать как предельное значение температуры слоя первичных отложений, когда резко начинает возрастать его термическое сопротивление и обеспечивается прочное сцепление между первичным слоем отложений и стенкой пароперегревателя. Подтверждением этому служат исследования Таллиннского политехнического института [39] по изучению скорости снижения коэффициента тепловой эффективности экранных поверхностей нагрева котельных агрегатов от температуры стенки (t_п = t_ст). Установлено, что при определенном значении падающего на поверхность нагрева лучистого потока (q_п) величина не зависит от температуры стенки экранов (t_п = t_ст) до какого-то определенного значения (критическая температура поверхности (t_п = ), после чего резко увеличивается интенсивность образования первоначальных отложений. Показано, что при повышении величины падающего лучистого потока значение температуры (t_п = ) снижается (рис. 5.3).

На рис. 5.4 представлены результаты исследований ТалПИ, но интер-претированные нами в виде зависимости значений критической температуры стенки от мощности падающего на экранные поверхности нагрева лучистого потока q_п. Следует отметить, что зависимости, представленные на рис. 5.1 и 5.4, по сути своей однозначные. Они могут служить основой для разработки практических мероприятий по повышению тепловой эффективности как пароперегревательных, так и экранных поверхностей нагрева котлоагрегатов.

Рисунок 5.2 – Динамика образования слоя отложений при обдувке

пароперегревателя: t – температура дымовых газов за пароперегревателем, С;

t_и-б – ирша-бородинский уголь; t_б – березовский уголь

Согласно результатам, представленным на рис. 5.1, при проектировании котлоагрегатов необходимо выполнить такую компоновку пароперегревательных поверхностей, которая соответствовала бы минимальному их загрязнению летучей золой. Для этих целей разработана специальная номограмма, с помощью которой достаточно просто определить величину запаса температуры стенки пароперегревателей до критического значения (рис. 5.5).

Рисунок 5.3 – Зависимость от t_п = t_ст /35/: 1 – q_п = 280 кВт/м²; 2 – q_п = 240 кВт/м²; 3 – q_п = 320 кВт/м^2п

Рисунок 5.4 – Зависимость критической температуры стенки ( ) экранных поверхностей нагрева от величины мощности падающего теплового потока (q_п)

При построении номограммы использовались результаты экспериментальных исследований по образованию первичных отложений при сжигании КАУ (рис. 5.1) по зависимости 5.3

_зап = t_ст – (5.3)

где = f(t_ст, t_г, Т_т) – значение критической температуры стенки для каждой марки сжигаемого угля, С; t_ст – температура стенки поверхности нагрева, С; t_г – температура дымовых газов на том участке, где расположена поверхность нагрева, С; Т_т – температура в топочной камере, С.

По номограмме (рис. 5.5) было найдено значение _зап для пароперегревателя котла Е-500 при различных температурах газов и стенки. Результаты расчетов представлены в табл. 5.1.

Таблица 5.1

Расчетные значения величины запаса температуры стенки пароперегревателя до критического значения (_зап) для существующей схемы компоновки пароперегревателя котла Е-500

Температура стенки tст, С	Номер участка пароперегревателя (рис. 4.6)
	I		II		III		IV
	Температура в топке Тт, С
tст = tп	1350	1550	1350	1550	1350	1550	1350	1550
	+80	+40	+70	+20	+135	+90	+140	+85
tст = tп + 50	+50	0	+40	–20	+160	+105	+110	+55

При этом учитывалось, что температура стенки пароперегревательной поверхности определяется не только величиной температуры пара на данном участке, а и термическим сопротивлением оксидной пленки, и слоем остающихся отложений после обдувки поверхностей нагрева.

Анализ результатов расчета _зап (табл. 5.1) с использованием номограммы (рис. 5.5) показывает, что в наиболее тяжелых условиях по образованию отложений находятся выходные по пару пакеты пароперегревателя, поскольку величина запаса температуры стенки до критического значения этой ступени минимальная. Это хорошо согласуется с результатами обследования пароперегревателя котла Е-500 при сжигании березовского угля. Для выходной ступени пароперегревателя (см. табл. 5.1) значение _зап становится отрицательным, особенно для топок с жидким шлакоудалением (табл. 5.1; Т_т = 1550 С).

Рисунок 5.5 – Номограмма для определения: а  величины запаса температуры стенки пароперегревателя до критического значения; б – границы безопасной температуры дымовых газов при компоновке пароперегревателя: 1 – березовский уголь, А^d = 4,9 %; 2 – ирша-бородинский уголь, А^d = 7,9 %

Анализ различных вариантов размещения пароперегревателя котла Е-500 показывает, что наиболее оптимальным с точки зрения величины _зап будет перенос выходных пакетов по пару в области более низких значений температур дымовых газов. Значит, необходимо как бы поменять местами две последние по пару ступени пароперегревателя (см. рис. 5.7). В это случае средний температурный напор выходных ступеней снизится, и поверхность нагрева потребуется увеличить. Однако в предыдущей ступени за счет увеличения температурного напора поверхность нагрева уменьшается.

Таким образом, общая поверхность пароперегревателя остается практически прежней за счет ее перераспределения между двумя выходными ступенями.

Рисунок 5.6 – Существующая схема компоновкипароперегревателя котла Е-500

Рисунок 5.7 – Рекомендуемая схема компоновки пароперегревателя

котла Е-500

Результаты расчета величины _зап для выходного пакета предлагаемой компоновки пароперегревателя (табл. 5.2) показывают, что будет обеспечиваться более экономичный режим его работы с точки зрения тепловой эффективности поверхностей нагрева.

Таблица 5.2

Расчетные значения величины запаса температуры стенки до критического значения (_зап) пароперегревателя рекомендуемой компоновки

Температура стенки tст, С	Номер участка пароперегревателя (рис. 4.6)
	I		II		III		IV
	Температура в топке Тт, С
tст = tп	1350	1550	1350	1550	1350	1550	1350	1550
	+110	+80	+125	+75	+125	+75	+125	+50
tст = tп + 50	90	+50	+80	+45	+70	+20	+80	+10

Анализируя результаты расчетов величины _зап с использованием номограммы (рис. 5.5), видим, что повышение температуры дымовых газов резко снижает эффективность работы пароперегревательных поверхностей.

Одной из причин повышения температуры на выходе из топочной камеры является шлакование топочных экранов.

Шлакование топки в конечном итоге приводит к интенсификации процесса загрязнения поверхностей нагрева пароперегревателя.

Анализ зависимости, представленной на рис. 5.4, показывает, что при работе топки на более высоком температурном уровне, будут увеличиваться значения падающих тепловых потоков (q_п), а значит, и температурного напо-ра в пристенном слое экранов. В итоге это вызовет снижение значения в результате чего будет захвачена большая часть экранных поверхностей нагрева прочносвязанными золовыми отложениями. Это хорошо согласуется с работами СибВТИ, где рекомендуется для уменьшения процесса шлакования экранных поверхностей нагрева не допускать в объеме топочной камеры высоких значений локальных лучистых потоков и поддерживать их величину на уровне 0,6 – 0,7 МВт/м² [229 и др.].

Проанализировав все вышесказанное, сделаем следующие выводы:

1. На основе обобщения исследований по изучению механизма образования натрубных отложений впервые установлены линейные зависимости между критической температурой стенки (пароперегревателя, экранов) и температурным напором (величиной падающего теплового потока).

2. Разработана номограмма (рис. 5.5), которую следует использовать для практических расчетов по выбору оптимального варианта компоновки пароперегревательных поверхностей нагрева.

3. Предложена компоновка выходной ступени конвективного паропере-гревателя котла Е-500, обеспечивающая более высокую тепловую эффектив-ность работы пароперегревателя в целом.

4. Для обеспечения бесшлаковочного режима работы топочных камер величина лучистых потоков не должна превышать 0,6 – 0,7 МВт/м².