Модель и методика теплового расчета топок с жидким шлакоудалением

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 621. 181
МОДЕЛЬ И МЕТОДИКА ТЕПЛОВОГО РАСЧЕТА ТОПОК С ЖИДКИМ ШЛАКОУДАЛЕНИЕМ
К.В. Осинцев
Представлена теплофизическая модель топочного устройства с жидким шлакоудалением и методика ее теплового расчета при встречном и тангенциальном вводе реагентов. Показано, что при проведении проектно-конструкторских работ, наладке и исследованиях промышленных котлов использование модели и методики расчета упрощает переход к современным системам сжигания топлива со снижением эмиссии оксидов азота, повышением надежности теплонапряженных элементов котельного оборудования. Отмечено, что предложенные модель и расчетная методика могут быть использованы в качестве базы для перехода к иным конструкциям топки, горелок и системам ввода топливных реагентов, а также другим видам топлива.
Ключевые слова: котельные агрегаты, жидкое шлакоудаление, методика расчета.
Введение
При наладке, испытаниях и проектировании систем топливного сжигания промышленных котлов определяют рабочие характеристики топочного факела. В топках с жидким шлакоудалением они необходимы для оценки вязкостных характеристик, текучести (или транспортной способности) выплавляемого из породных включений шлака, а также термической надежности отдельных конструкционных элементов. Для этого помимо привлечения отдельных опытных данных производят комбинированные расчеты с использованием как основного нормативного метода суммарного теплообмена в топке, так и различных дополнительных методик с выделением специфических зон [1−3]. Среди последних наиболее удобной является методика последовательных тепловых расчетов зоны активного горения с размещенными на стенах горелками и шлаковыводящей леткой в поду и зоны охлаждения (дожигания) с выходным окном, примыкающим к дымоотводящему котловому газоходу с конвективными поверхностями нагрева [3]. Методика позволяет отслеживать колебания средней температуры топочного факела в зоне активного горения, в том числе и при работе котла на минимально допустимой нагрузке, и устанавливать ее выше нормируемого значения температуры, обеспечивающего устойчивое образование и сток жидкой шлаковой пленки в летку Таср & gt- Т™ [3]. В выходном же окне средняя температура факела не должна превышать также нормируемое значение
температуры начала шлакования Тт'-ср & lt- Т™ [1−3].
Актуальность темы
В нормативных методиках расчета тепловых характеристик факела недостаточно корректно осуществляется учет термогазодинамической неравномерности [1−3]. Отклонения максимальной температуры факела от среднего значения в выходном окне промышленной топки могут достигать 100−150 К, а в зоне активного горения дохо-
дить до 150−250 К и более [4−19]. При этом максимумы температуры могут менять свое местоположение в сечении топочной камеры. Известные методики, констатируя факт существования неравномерности, определяют гипотетическое местоположение максимума температуры в центре топочных камер, хотя еще с 70-х годов прошлого столетия специалисты стали выявлять и фиксировать связь схем компоновки и включения горелок с местоположением максимумов и минимумов скорости и температуры факела в поперечных сечениях зон активного горения, охлаждения [4−16]. Отсутствие должного учета температурной неравномерности провоцирует появление существенной расчетной погрешности: отклонения средней расчетной температуры факела от реальных значений в промышленных котлах нередко превышают 7%. При этом усложняется наладка разрабатываемых и внедряемых мероприятий, в том числе по переходу на современные технологии топливного сжигания при пониженной эмиссии оксидов азота N0*.
Предлагаемая модель топки с жидким
шлакоудалением
Для повышения точности оценки температурных характеристик факела и эффективности их регулирования ранее была предложена скорректированная расчетная модель топочного устройства промышленного котла с двумя выделяемыми зонами [4, 9]. Она изначально была привязана к однорядной компоновке горелок на фронтовой стене топки с твердым шлакоудалением. Основное предназначение модели — перевод промышленных котлов, работающих на буром угле ухудшенного качества, на новые технологии пылесжигания при пониженной эмиссии оксидов азота и одновременном повышении надежности и эффективности топочного оборудования. При переходе к иным системам сжигания, в том числе реализуемым в топках с жидким шлакоудалением, необходима доработка расчетной модели.
Предлагаемая модель расчета факельных параметров касается промышленных котлов с ранее исследованными вариантами топочных устройств, настроенных на жидкое шлакоудаление при сжигании кузнецких углей с широким спектром теп-лофизических свойств [14−16]. Она отражает как существующие, так и новые тенденции в организации способов ввода и зажигания реагентных потоков и в общем виде выглядит следующим образом.
1. Рабочий объем топки в соответствии с упомянутыми выше аналогами разделен на последовательные зоны активного горения и охлаждения, рис. 1 [3, 4, 9].
2. Зона активного горения включает нижнюю часть топочной камеры с горелками от подового перекрытия с леткой до сечения над горелками.
2.1. Верхняя граница зоны активного горения выбирается согласно нормативным рекомендациям [1−3].
2.2. Горелки — стандартные прямоточные и вихревые смесительного типа и с узлами соплово-
го рассредоточенного ввода реагентных потоков в топку, обеспечивающими снижение активности образования N0* (по патентной версии «многофункциональные горелочные устройства»). Конструкционные и связанные с ними режимные рас-ходно-скоростные характеристики горелок смесительного типа определяются методическими материалами [3]. Параметры многофункциональных горелок выбираются с учетом накапливаемого опыта и рекомендаций [4−16].
2.3. Схемы компоновки горелок на стенах ограничены исследованными вариантами: встречные, рис. 1, а, в, тангенциальные, рис. 1, б.
3. Зона охлаждения включает верхнюю часть топочной камеры над зоной активного горения с потолочным перекрытием и примыкающим к нему боковым окном при П-образной компоновке топки с газоходами, рис. 1, либо двумя симметрично размещенными окнами при Т-образной компоновке топки с газоходами. На стенах зоны охлаждения могут размещаться сопла сброса системы пыле-приготовления, либо газов рециркуляции.
1
5'- 1 У

[ 1 • - 1А
2 Ў
1 ОуФ & lt->- уч 1 хК
/ 3,4 Ф 1 Ф
К
1
5'- 1 ! /


4 -й- & lt-п. 1 .Л.
/ 3,4 -Щ- | -иг
-в сГ
к Вид, А у. ГН гЧ
3-

V V V
А /V /V
О
3- -\ 1 /7

7- н

/л 1 и/, ия
10
10-
а)
б)
в)
Рис. 1. Примеры выделения расчетных зон и участков факела в топках с жидким шлакоудалением: а — встречная компоновка круглых вихревых или прямоточных горелок смесительного типа на боковых стенах и сбросных сопл на фронтовой стене топки с соотношением сторон Ат/Ст ~ 1,0- б — тангенциальная компоновка многофункциональных горелок с узлами соплового рассредоточенного ввода реагентов и сбросных сопл на боковых стенах топки с соотношением сторон Ат/Ст = 1,0- в — встречная компоновка многофункциональных горелок с узлами рассредоточенного ввода реагентов на фронтовой и задней стенах топки с соотношением сторон Ат/Ст & gt- 1,5- 1 — горелки- 2 — сбросные сопла- 3, 4 — зона активного горения с участком воспламенения и горения при постоянной температуре- 5 — зона охлаждения- 6, 7 — условные плоскость и цилиндрическая поверхность развития максимумов скорости и температуры- 8 — летка- 9 — выходное окно- 10, 11 — потоки пылевоздушной смеси и
дожигающего воздуха
4. Зона активного горения в направлении движения факелов из горелок дополнительно делится на последовательные участки воспламенения, где происходит нарастание температурного уровня факела, и горения при условно постоянных усредненных температуре Тф0 и энтальпии 1ф0
топочной среды (газопылекоксовоздушной смеси), рис. 1.
5. Выделенные зоны и участки ограничены поверхностями и объемами со следующими внут-ритопочными размерами.
5.1. Размеры основных зон, в том числе их высота Наг и Нохл, м, а также межгорелочные
расстояния и количество ярусов горелок определяют согласно методическим указаниям с традиционной проверкой и привязкой по теплонапряже-нию qаr сечений топочных камер [1−3].
5.2. Дополнительно выделяют площадь поперечного сечения Fв, м2 и длину 1ф, м горизонтального участка факельного воспламенения (участка с пониженным уровнем температуры) — параметр 1ф соответствует расстоянию от экранов с
амбразурами горелок до участка горения с условно постоянной температурой Тф0, рис. 1.
5.3. Площадь поперечного сечения горизонтального участка горения с условно постоянной температурой определяют как = ^ -, м2, рис. 1.
Длина этого участка для топок со встречной компо-
новкой горелок Сф = Ст — 21ф, или Сф = Ат — 21,
ф
ф
ф,
где = ф1 (та-гр), А — соответственно глубина
и ширина топки, м. Для разработанных авторских схем тангенциального ввода реагентных потоков в топку с двух противоположных стен можно сохранить аналоговую запись Сф = Ст — 21ф, или
Сф = Ат — 21ф, м, где 1ф «0,51ф.
6. В выделенных зонах и участках топочных камер протекают тепловые процессы со следующими особенностями.
6.1. На участке факельного воспламенения длиной 1ф под влиянием нарастающего и значительно превышающего теплоотвод тепловыделения в направлении выхода реагентных потоков и движения факела происходит повышение усредненной в поперечном направлении температуры факела от Т = Т0, К вблизи экранов с горелками (средней между температурой эжектируемой к экранам топочной среды и температурой реагентов, выходящих из амбразур горелок) до значения Т = Тф0, К на втором участке зоны активного горения. Это повышение может быть описано универсальной зависимостью [4, 9]:
1
АТ = (Т — Т)/(Гф0 — Т) = (б42 — 83 + 34)т, (1)
где 4 = 1/1ф — безразмерная длина факела, причем 4 = 0 на длине I = 0, а 4 = 1,0на длине I = 1ф. Параметр т зависит от рода сжигаемого топлива, а также конструктивных и режимных особенностей горелок. Его значения, полученные при обработке данных исследований на промышленных котлах, приведены в таблице. Там же приведены данные по Т0. Параметры 1ф и Т0 связаны с конструкцией
горелок. В исследованных горелках смесительного типа, где происходит сильная эжекция топочных газов в амбразуры, горение мелкой пыли и выделяемых летучих веществ начинается еще до выхода реагентов в топку, здесь как правило, 1ф & lt- 0,25 м,
а Т0 & gt- 1100 К. При работе многофункциональных горелок с узлами рассредоточенного ввода реагентов в топку 1ф = 1,5−2,5 м, а Т0 & lt- 1000 К.
6.2. Средний уровень температуры факела на участке воспламенения:
Тср =
воспл
1
42 — 41
-X
42 (,
х| Т 0 +(Тф — Т 0)(б4
2 -843 + 344) т Ь (2)
Значения Твсорспл приведены в таблице.
6.3. На участках факельного воспламенения степень выгорания топлива нарастает от, а = 0 на длине I = 0 до, а = аф с I = 1ф и Т = Тф0. В безразмерном виде [4,9]:
= а/аф =(642 — 843 + 344) п.
(3)
Значения параметра п приведены в таблице.
6.4. На участке горения с условно постоянной температурой выгорает основная масса топлива (степень выгорания а& quot-лг = 0,85−0,95), а также формируется тепловая неравномерность факела, характер которой зависит от схем компоновки и включения горелок [5, 11, 12].
6.5. В зоне охлаждения происходит догорание топливного остатка и охлаждение экранами продуктов сгорания до средней температуры Т& quot-ср в выходном окне топки, а также выравнивание динамических и температурных полей путем турбулентного перемешивания соседних слоев факельной среды и ее растечки в объеме топки с заполнением поперечных сечений [5, 11, 12].
6.6. При развороте факела на выходе из зоны охлаждения скоростные и температурные поля деформируются со смещением местоположения максимума температуры в выходных окнах топочных камер [13].
Методика расчета
Для проведения оценочных предварительных тепловых расчетов и обработки результатов
а
исследований факельных процессов с использованием рассмотренной выше модели топочного устройства разработаны следующие методические рекомендации.
1. В тепловых расчетах используют средние значения температуры факела на выходе из зоны
активного горения и в выходном окне топки Т& quot-Тр и Т-ср и степени выгорания топлива в тех же сечениях ааг и ат. Для оценки работоспособности топочных леток, экранов и горелок, а также паро-перегревательных поверхностей нагрева определяют локальные значения Т|0т, Тф0ах и.
2. Параметр Т& quot-. гр определяется как средневзвешенный на двух участках факельного воспламенения и горения при уравновешенном теплоотводе.
Для встречной компоновки горелок, размещаемых на фронтовой и задней стенах:
Т & quot- ср = & quot-.Г _
Твоспл 21ф + Тф0 (Ст 21ф)
С
(4)
То же с размещением горелок на боковых
стенах:
Т& quot-ср = Твсорспл 21ф + Тф0 (Ат — 21ф) (5)
Т & quot-.Г ,. (5)
Ат
Для топок котлов при сжигании угольной пыли в горелках смесительного типа, размещаемых встречно на боковых стенах Т& quot-'-. сгр ~ (0,990 -0,995)Тф0- при использовании многофункциональных горелок Т& quot-"-. гр «(0,91 -0,9б)Тф0.
Для тангенциальной компоновки горелок в общем случае:
Твоспл (Ят — Яф) + Тф0 Яф
ср & quot-.Г _
я
(6)
При использовании авторских схем ввода реагентов с боковых стен (рис. 1, б) сохраняется аналоговая запись Т& quot-'-. гр по формуле (5) с заменой параметра 1ф на 1ф «0,51ф — при 1ф и 2,5 м значения
параметра Та. гр и (0,95 — 0,97)Тф0. Снижение параметра 1ф до принимаемого в расчете 1ф связано
с наличием радиально-тангенциальных составляющих скорости топливовоздушных потоков, истекающих из горелок на участке воспламенения.
3. Анализ эффективности леток, а также экранных поверхностей нагрева и термостойкости горелок проводится с учетом поправки на неравномерность распределения температуры в поперечных сечениях топки:
(7)
п-& lt-тт _ 1/гр 1 ф0 -к1Тф0,
Т тах = к т Т ф0 = к1Тф0,
(8)
гр& quot-тах _ 7 7 гг!& quot-ср Т т = к2к3Т т ,
где к1 & gt-1,0- к[ & lt-1,0 — коэффициенты неравномер-
ности, определяются по результатам термогазодинамических продувок, в частности, для исследованного типа топок они могут быть заимствованы из литературы [5, 11].
При анализе параметр Тт01П сравнивают с
лт-гтт
нормативным значением Та г. При Тф0 & gt- Та г должен обеспечиваться устойчивый выход шлака. При Тф01П & lt- Т™ необходимо предусматривать меры повышения Тф0, в частности, производить
количественное перераспределение по ярусам реагентов, ограничивать снижение рабочей нагрузки.
4. Средняя температура факела на выходе из
зоны охлаждения (или на выходе из топки) Тт ср
определяется согласно методическим рекомендациям [1, 2].
5. Анализ работы пароперегревателя со стороны набегающего факела на загрязняемость проводится с учетом поправки на неравномерность распределения температуры по ширине и высоте выходного окна топки:
(9)
где к2 — коэффициент неравномерности по ширине топки и выходного окна- к3 — коэффициент неравномерности по высоте выходного окна. Для исследованного типа топок используют максимальное к2 и 1,05 и табулированные значения к3 [11−13]. Для других типов топочных камер и схем компоновки горелок и газоходов в отсутствии опытных данных к3 и 1,0.
При анализе параметр Т'-& quot-тах сравнивают с нормативным значением Т™. При Т'-& quot-тах & lt- Т^ н
обеспечивается бесшлаковочная работа пароперегревателя во всех режимах эксплуатации. При
Тттах & gt- Тт'-н необходимо предусматривать меры снижения Т!& quot-тах, в частности, вводить газы рециркуляции в верхнюю часть зоны охлаждения топки [3]. Для снижения энергозатрат на собственные нужды по перекачке хладагента и уменьшения дополнительных потерь теплоты с уходящими газами (возникающих при изменении характера конвективного теплообмена) расход газов рециркуляции минимизируют, вводя их только в область
тах
с опасным максимумом Тт в зоне охлаждения по технологии УралВТИ-МЭИ-ЮУрГУ [11−13].
6. Коэффициенты кх, к2, к3 могут быть использованы в расчетах тепловосприятия экранов и пароперегревателя [1, 2]. В отсутствие иных опытных данных оценку максимальных удельных теп-ловосприятий радиационных настенных экранов и ширмовых пароперегревателей в выходном окне топочной камеры производят согласно рекомендациям [1, 2].
7. В расчетах теплообмена в качестве степени выгорания топлива в выходном окне зоны активного горения следует принимать параметр аф в
конце участка горения с условно постоянной температурой факела Тф0. В оценочных расчетах в
отсутствие опытных данных аф и а™, а& quot-с и а™
выбираются согласно нормативной и методической документации [1−3].
8. При проведении исследований в отсутствие прямых замеров радиационных потоков теплоты оценку загрязнения по коэффициенту эффективности экранов = фх (гаТр | в зоне активного горения иохл = ф2 (Ттр | в зоне охлаждения можно производить расчетом, ориентируясь на опытные значения средней температуры Т'-. гр = f (Тф0) и
Тт? р =ф3 (т'-'-. гр, Т-ср | соответственно согласно рекомендациям [1−3].
9. В отсутствие опытных данных оценку параметра Тф0 можно произвести с использованием стационарной модели теплового равновесия Я. Б. Зельдовича и Д.А. Франк-Каменецкого для элементарного линейного участка воспламенения газового пламени с границами I — (I + dl). Тепловой
баланс с учетом реальных условий зажигания реа-гентной смеси выглядит следующим образом [4, 9]:
т = (Т) + й^доп — й^экр —р —гр, (10)
где dqт — тепловой поток в направлении поступления реагентной смеси, кВт, образующийся при наличии продольного температурного градиента
(Тф0 — Т0I, К/м- dqв (Т) — тепловыделение, кВт, генерирующее продольный температурный градиент (Тф0 — Т0I, К/м- dqн — теплота, необходимая для нагрева смеси- фдоп — приток теплоты с под-светочным топливом, кВт- dqэкр — отвод теплоты к экранам, кВт- dqр — затраты теплоты на нагрев
непрореагированной части топлива и воздуха, кВт- dqrр — потери теплоты факела на нагрев газов рециркуляции, кВт.
После раскрытия и интегрирования всех членов уравнение (10) может быть представлено в удобной для инженерных расчетов форме, которая изложена ранее [4, 9].
10. В отсутствие опытных данных по аф при
сжигании пыли оценку этого параметра можно произвести по предложенной ранее автором методике с использованием преобразованных формул В. И. Бабия и Ю. Ф. Куваева и практического пыле-распределения за мельницами [4, 9, 21]. При этом расчетные значения будут отличаться от реально получаемых показателей степени выгорания топ-
лива на котле на 15%, если система сжигания топлива оснащена горелками смесительного типа, до 5%, если система сжигания оснащена горелками с узлами рассредоточенного соплового ввода реа-гентных потоков в топку.
Выводы
1. Использование предложенных модели и методики оценки факельных характеристик топок промышленных котлов в комбинации с основным нормативным методом расчета ее суммарного теплообмена повышает достоверность получаемых результатов и, как следствие, эффективность внедряемых мероприятий, упрощает проведение наладки и испытаний основного и вспомогательного оборудования.
2. Представленная модель топки и расчетная методика могут быть использованы при переводе промышленных котлов на современные технологии топливосжигания с пониженной эмиссией оксидов азота и одновременным повышением надежности теплонапряженных элементов.
3. Влияние конструктивного изменения угла наклона горелок, степени загрузки ярусов реагентами, разнесения по высоте зоны охлаждения (дожигания) воздушно-дожигательных сопл на изменения температуры Тср при необходимости оценивается уравнениями основного нормативного метода суммарного теплового расчета топок, а
соответствующие изменения параметра Тагр определяются по балансу теплоты зоны охлаждения.
4. Влияние степени загрязнения экранов (или коэффициента их эффективности) на тепловые характеристики факела можно оценивать по тепловым балансам как основного нормативного, так и дополнительного позонного методов теплового расчета топочных камер.
5. Рассмотренные модель топочного устройства и методические рекомендации по оценке тепловых характеристик факела ограничены случаями, отраженными в настоящей статье. В дальнейшем их можно расширять как в части конструктивных элементов, так и видов сжигаемого топлива, пополняя расчетную базу опытными данными.
Литература
1. Кузнецов, Н. В. Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод) / Н. В. Кузнецов. -М.- Л.: Энергия, 1973. — 256 с.
2. Тепловой расчет котлов. Нормативный метод. — 3-е изд., перераб. и доп. — СПб.: НПО ЦКТИ-ВТИ, 1998. — 257 с.
3. Вербовецкий, Э. Х. Методические указания по проектированию топочных устройств энергетических котлов / Э. Х. Вербовецкий, Н. Г. Жмерик. -СПб.: НПО ЦКТИ-ВТИ, 1996. — 270 с.
4. Управление тепловой структурой факела в топках котлов БКЗ-210−140Ф с одноярусной фронтальной компоновкой многофункциональных
горелок при сжигании разнородного топлива / В. В. Осинцев, М. П. Сухарев, Е. В. Торопов, К.В. Осин-цев // Теплоэнергетика. — 2005. — № 9. — С. 14−23.
5. Осинцев, К. В. Учет неоднородности и нестабильности тепловой структуры топочного факела при использовании многофункциональных горелок / К. В. Осинцев, В. В. Осинцев // Теплоэнергетика. — 2007. — № 6. — С. 66−70.
6. Перевод оборудования ТЭС на факельное сжигание разнородных топлив с использованием технологии рассредоточенного ввода реагентов в топку / К. В. Осинцев, М. П. Сухарев, Е. В. Торопов,
B.В. Осинцев // Теплоэнергетика. — 2008. — № 4. -
C. 75−79.
7. Улучшение процесса сжигания топлива на котлах БКЗ-210−140Ф / В. В. Осинцев, М. П. Сухарев, Е. В. Торопов, К. В. Осинцев // Электрические станции. — 2006. — № 11. — С. 13−20.
8. Осинцев, К. В. Способ снижения теплового потока в направлении горелочных амбразур / К. В. Осинцев // Электрические станции. — 2009. -№ 11. — С. 13−17.
9. Осинцев, К. В. Расчет характеристик начального участка полидисперсного факела при фронтальном прямоточном вводе реагентов в топку / К. В. Осинцев // Тепловые процессы в технике. — 2009. — № 9. — Том 1. — С. 379−382.
10. Особенности и организация факельного процесса в топке с многофункциональными горелками / В. В. Осинцев, Г. Ф. Кузнецов, В. В. Петров, М. П. Сухарев // Электрические станции. — 2002. -№ 11. — С. 14−19.
11. Осинцев, В. В. Анализ тепловых неравно-мерностей газов в топках парогенераторов / В. В. Осинцев, В. В. Осинцев //Научные труды МЭИ «Повышение эффективности и надежности работы парогенераторов». Межвузовский сборник. -М.: МЭИ, 1983. — Вып. 15. — С. 80−86.
12. Совершенствование методов снижения
температурных неравномерностей в топках с фронтальной компоновкой горелок / В. В. Осинцев, В. В. Осинцев, А. М. Хидиятов и др. // Теплоэнергетика. — 1990. — № 4. — С. 23−26.
13. Осинцев, В. В. Аэродинамика и температурные поля газоходов пылеугольных котлов /
B.В. Осинцев // Теплоэнергетика. — 1989. — № 11. -
C. 46−49.
14. Повышение эффективности использования технологии ступенчатого сжигания пыли кузнецкого угля на котлах ПК-40 с жидким шлакоуда-лением /В.В. Осинцев, А. К. Джундубаев, О. В. Дронов и др. // Электрические станции. — 1995. — № 9. -С. 37−44.
15. Выбор технологии сжигания сгущенных шламов в энергетических котлах / А. М. Хидиятов, В. В. Осинцев, С. П. Костовецкий и др. // Электрические станции. — 1990. — № 6. — С. 12−15.
16. Ступенчатое сжигание пыли кузнецкого угля на котлах ПК-40 с жидким шлакоудалением / А. М. Хидиятов, В. В. Осинцев, С. В. Гордеев и др. // Электрические станции. — 1989. — № 11. — С. 46−49.
17. Сжигание непроектного антрацита с газом в топке котла ТПП-210 / И. Н. Шницер, Л. К. Соловьев, О. К. Грицанюк и др. // Электрические станции. 1986. — № 5. — С. 32−37.
18. Шагалова, С. Л. Сжигание твердого топлива в топках парогенераторов / С. Л. Шагалова, И. Н. Шницер. — Л.: Энергия, 1976. — 175 с.
19. Шницер, И. Н. Исследование топочного процесса при сжигании непроектного антрацита отдельно и совместно с газом / И. Н. Шницер // Теплоэнергетика. — 1988. — № 1. — С. 16−22.
20. Франк-Каменецкий, Д. А. Диффузия и теплопередача в химической кинетике / Д.А. Франк-Каменецкий. -М.: Изд-во АНСССР, 1947. — 491 с.
21. Бабий, В. И. Горение угольной пыли и расчет пылеугольного факела / В. И. Бабий, Ю. Ф. Ку-ваев. — М.: Энергоатомиздат, 1986. — 208 с.
Осинцев Константин Владимирович, канд. техн. наук, доцент кафедры «Промышленная теплоэнергетика», Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск- osintcev2008@yandex. ru.
Поступила в редакцию 15 августа 2014 г.
Bulletin of the South Ural State University Series & quot-Power Engineering& quot- _2014, vol. 14, no. 4, pp. 18−26
APPLICATION OF WAVELET ANALYSIS
FOR STRUCTURE IDENTIFICATION OF GAS FLAME
K. V. Osintsev, South Ural State University, Chelyabinsk, Russian Federation, osintcev2008@yandex. ru
The paper considers a thermophysical model of slag-tap-furnace and method of its thermal calculation for variants with opposed and tangential additive inlet. Using of these model and calculation method at design, commissioning and trials of industrial boilers facilitates shifting to new combustion systems, decreases NO* emission, improves reliability and increases overhaul life of boiler equipment. In the paper it is noted that the proposed model and calculation method can be used as a base for developing of other structures of furnaces, burners and additive inlet systems, and, also, different types of fuel.
Keywords: boilers, liquid slag removal, calculation method.
References
1. Teplovoy raschet kotelnykh agregatov. Normativny metod [Thermal Design of Boilers. A Standard Method], a revised and extended 2rd edition. Moscow & amp- St. Petersburg, Energy, 1973. 256 p.
2. Teplovoy raschet kotlov. Normativny metod [Thermal Design of Boilers. A Standard Method], a revised and extended 3rd edition. St. Petersburg, NPO TsKTI, 1998. 257 p.
3. Verbovetskiy E. Kh., Zhmerik N.G. Metodicheskie ukazaniya po proektirovaniyu topochnykh ustroistv energeticheskikh kotlov [Guidelines for Design of Boilers'- Furnaces]. St. Petersburg, NPO TSKTI-VTI, 1996. 270 p.
4. Osintsev V.V., Sukharev M.P., Toropov E.V., Osintsev K.V. [Controlling the Thermal Structure of the Flame in the Furnaces of BKZ-210-140 °F Boilers with Single-Tier Frontal Arrangement of Multifunctional Burners when Burning Various Kinds of Fuel]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2005, no. 52, pp. 678−687. (in Russ.)
5. Osintsev K.V., Osintsev V.V. [Taking into Account the Nonuniform and Unstable Thermal Fireball when Using Multifunctional Burners]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2007, no. 54, pp. 492−497. (in Russ.)
6. Osintsev K.V., Osintsev V.V., Sukharev M.P. et al. [Shifting the Equipment of Thermal Power Stations for Firing Different Kinds of Fuels in Flames Using the Technology of Distributed Admission of Reagents into the Furnace]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2008, no. 55, pp. 355−360. (in Russ.)
7. Osintsev V.V., Sukharev M.P., Toropov E.V., Osintsev K.V. [Improvement of the Process of Fuel Firing on BKZ-210-140 °F Boilers]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 2007, no. 41, pp. 34−40. (in Russ.)
8. Osintsev K.V. [Method for Reducing the Heat Flux onto Burner Ports], Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 2010, no. 44, pp. 47−51. (in Russ.)
9. Osintsev K.V. [Calculating the Parameters Characterizing the Initial Part of a Polydispersed Flame with Reagents Admitted into the Furnace in a Frontal Straight-Flow Manner]. Teplovye Protsessy v Tekhnike [Thermal processes in engineering], 2009, no. 1 (9), pp. 379−382. (in Russ.)
10. Osintsev V.V., Kuznetsov G.F., Petrov V.V., Sukharev M.P. [Specific Features and Organization of Flame Process in a Furnace Fitted with Multifunctional Burners]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 2002, no. 11, pp. 14−19. (in Russ.)
11. Osintsev Vl.V., Osintsev Val.V. [Analysis of Thermal Nonuniform of Gases in Furnaces of Steam Generators]. Trudy MEI [Proceedings of the MEI]. Moscow, MEI, 1983, no 15, pp. 80−86. (in Russ.)
12. Osintsev Vl.V., Osintsev Val.V., Khidiyatov A.M. et al. [Improvement of Methods for Reducing the Temperature Nonuniforms in Furnaces Fitted Frontal Burners]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 1990, no. 4, pp. 23−26. (in Russ.)
13. Osintsev V.V. [Aerodynamics and temperature fields of flues coal-fired boilers]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 1989, no. 11, pp. 46−49. (in Russ.)
14. Osintsev V.V., Dzhundubaev A.K., Dronov O.V. et al. [Improvement of the Staged Combustion Technology Kuznetsk Coal Dust on PK-40 Boilers with Liquid Slag Removal]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1995, no. 9, pp. 37−44. (in Russ.)
15. Khidiyatov A.M., Osintsev V.V., Kosovetskiy S.P. et al. [Selection the Combustion Technology of Condensed Sludges in Power Boilers]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1990, no. 6, pp. 12−15. (in Russ.)
16. Khidiyatov A.M., Osintsev V.V., Gordeev S.V. et al. [Staged Combustion Technology of Kuznetsk'- Coal Dust on PK-40 Boilers with Liquid Slag Removal]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1989, no. 11, pp. 46−49. (in Russ.)
17. Shnitser I.N., Solovev L.K., Gritsanyuk O.K. et al. [ Co-ignition of non-project anthracite and gas into the furnace of TPP-210 boiler]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1986, no. 5, pp. 32−37. (in Russ.)
18. Shagalova S.L., Shnitser I.N. Szhiganie tverdogo topliva v topkakh parogeneratorov [Ignition of solid fuel into the furnace of steam generators]. Leningrad, Energiya. 175 p.
19. Shnitser I.N. [Investigation of furnace processes in case co-ignition of non-project anthracite and gas]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 1988, no. 1, pp. 16−22. (in Russ.)
20. Frank-Kamenetskiy D.A. Diffusiya i teploperedacha v khimicheskoy kinetike [Diffusion and Heat Transfer in Chemical Kinetics]. Moscow, ASUSSR, 1947. 491 p.
21. Babiy V.I., Kuvaev Yu.F. Gorenie ugolnoy pyli I rasshchet pyleugolnogo fakela [Combustion of pulverized coal and design of a pulverized coal flame]. Moscow, Energoizdat, 1986. 210 p.
Received 15 August 2014

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой