Файл: Цирульников, Л. М. Защита газомазутных котлов от сернокислотной коррозии [монография].pdf

из топки 1,02—1,03, принято считать удовлетворительными. Подобная оценка получила распространение и за рубежом. Например, А. Ditrich (1964), рассматривающий стандарты ФРГ, Франции, Италии и Бельгии, отмечает, что горелки могут быть признаны работоспособными, если в продуктах горения содержание окиси углерода не более 0,1%, а число Baxapaxa располагается в средней части относительной шкалы (от 4 до 6).

Как видно, ни один из указанных способов оценки степени совершен­ ства горелок не учитывает все упомянутые условия. Поэтому ни один из них не может рассматриваться как способ, пригодный для универ­ сальной оценки горелок, хотя каждый и позволяет выявить некоторые сравнительные характеристики отдельных конструкций.

В то же время накопленные материалы по промышленным испыта­ ниям газомазутных горелок позволили ВТИ сформулировать (А. Д. Горбаненко и А. И. Дворецкий) требования к их характеристикам. Количество и единичная производительность должны выбираться с учетом производительности котла: при паропроизводительности до 27,8 кг/сек — 6 горелок производительностью до 1,39 кг/сек, свыше 27,8 кг/сек — не более 8 горелок до 3,33 кгісек. Уделяется опреде­ ленное внимание и компоновочному фактору.

Μ. А. Поляцкин и А. И. Дворецкий рекомендуют следующие ско­ рости воздуха в газомазутных горелках: 25—35 м/сек для производи­ тельности 0,07—0,14 кг/сек, 30—40 — для 0,28—0,7, 35—45 — для 1,11, 35—50 — для 1,67. Минимально допустимая скорость воздуха —

18м/сек.

И в тех, и в других рекомендациях предполагается, что удастся сжечь жидкое топливо в неэкранированной топке с тепловым напря­ жением объема до 230 квт/м3 при коэффициенте избытка воздуха 1,15

итопочных потерях до 0,25%, а в экранированной — с тепловым на­ пряжением до 290 кет/м3 при коэффициенте избытка воздуха 1,05 и топочных потерях до 0,5%.

Не рассматривая пока отдельных характеристик топочно-горелоч­ ных устройств, целесообразно предъявить к ним общее требование: при минимальных избытках воздуха видимый факел должен активно заполнять объем топочной камеры и не выходить за ее пределы. В этом случае вслед за Д. Б. Сполдингом (1959) можно ожидать, что в объеме топки сгорит не менее 99% топлива. Дожигание же остатков несгорев­ шего топлива будет происходить на высокотемпературных поверхнос­ тях нагрева пароперегревателя и в свободном объеме топки. Дожи­ гание окажется тем более полным, чем значительнее расстояние от границы видимого факела до выходного сечения топки.

ПОДГОТОВКА МАЗУТА К РАСПЫ ЛИЗАНИЮ И СЖИГАНИЮ C МАЛЫМИ ИЗБЫТКАМИ ВОЗДУХА

Выше показано, что топочные потери возрастают при увеличении вязкости мазута перед форсунками более 2—3° ВУ. Именно поэтому за рубежом, как правило, мазут подогревают до температур, соответству-

68

ющих вязкости перед форсунками 1,5—2° ВУ. Для поддержания такой вязкости температура мазута марок 40, 100 и 200 должна составлять соответственно 130, 145 и 153° С. C учетом охлаждения мазута на участ­ ке от подогревателя до форсунки температура мазута после подогре­ вателя должна равняться 140, 155 и 165° С. В то же время выпускае­ мые отечественной промышленностью подогреватели рассчитаны на конечную температуру мазута 1250 C (Геллер, 1965).

В связи с этим проведен комплекс исследований путей усовершен­ ствования способа подогрева мазута на электростанциях, переводимых на сжигание с малыми избытками воздуха (Бурда, Красноселов, Ци­ рульников, 1965, 1968; Бурда, Цирульников, 1967; Цирульников, Бурда, Красноселов, Кузнецова, 1968).

Первый этап работ состоял в изучении рабочих характеристик ма­ зутных подогревателей. В качестве объекта исследования выбран сек­ ционный подогреватель, разработанный в ПКБ Башкирэнерго (Кар­ пов, 1968) и обеспечивающий среди известных конструкций наиболее высокий подогрев мазута. Этот подогреватель обладает высокой произ­ водительностью (до 44,4 кг/сек), повышенным коэффициентом тепло­ передачи (не более 7bβm Mi∙ °С) и возможностью подогревать мазут до 140—150o С. Основной элемент—секция, представляющая собой элементарный трубчатый подогреватель, выполненный из труб с внут­ ренним диаметром 26—32дъи длиной около 5 м. Компонуется 16—25 та­ ких секций, последовательно соединенных между собой калачами, обеспечивающими перемешивание слоев мазута. По трубному пучку движется мазут, в межтрубном пространстве — пар. Движение тепло­ носителей в каждой секции — противоточное Десятилетний опыт эксплуатации показал, что такие подогреватели обладают доста­ точно высокой надежностью.

Одновременно с изучением характеристик секционного подогре­ вателя поставлены опыты по определению оптимальных конструктив­ ных параметров мазутных подогревателей. Разработаны три опытных элемента, скомпонованные в экспериментальный подогреватель— тру­

мазут, а в межтрубном пространстве — пар.

Методика при исследовании характеристик двух вариантов секцион­ ных подогревателей и опытных элементов не отличалась от общепри­ нятой, подробно описанной 3. И. Геллером (1965). Особое значение придавалось измерениям, направленным на определение зоны наибо­ лее интенсивного теплообмена в сечении мазутной трубы. Обработка экспериментальных данных проводилась на ЭЦВМ «Урал-2».

Данные об изменении температуры мазута вдоль поверхности тепло­ обмена секционного подогревателя (рис. 26) согласуются с известными

S3

расчетными формулами для определения температурного перепада между теплоносителями. Кривизна графиков неодинакова. При ма­ лых температурных перепадах кривая полога, в начальных секциях подогрев значительно больше (1,5—2° С), чем в конечных (0,5° С). При увеличении температурного перепада между теплоносителями кривая идет круче и секции работают более равномерно (начальные — 5° С, конечные — 4° С).

Интересно проанализировать температуру поверхности теплообме­ на. Так как коэффициент теплоотдачи от пара к стенке значительно больше, чем от стенки к мазуту-то температура стенки мазутного по­ догревателя близка к температуре насыщенного пара.

Рис. 26. Изменение температуры мазута вдоль поверхно­ сти подогревателя:

1 — «низкий» подогрев мазута; 2 — «высокий» подогрев мазута.

Для «чистой» поверхности нагрева, согласно экспериментам на по­ догревателе-трубопроводе, температура стенки совпадала с тем­ пературой насыщения. В других случаях, когда на трубках подогре­ вателя со стороны пара имелись отложения, такого совпадения не от­

Одной из основных задач было снятие температурного поля в пото­ ке мазута, движущегося по трубкам. Измерения проводились на выхо­ де из 5-, 9- и 13-й секций второго варианта секционного подогревателя и на выходе из 1- и 3-го элементов подогревателя-трубопровода. На температурное поле, как установлено, в наибольшей степени влияли скорость мазута и его вязкость.

C ростом скорости размеры ядра температурного поля увеличились, влияние температуры пристеночного слоя при неизменной темпера-

70

туре стенки подогревателя на среднеобъемную температуру мазута снижалось. C уменьшением скорости диаметр ядра невозмущенного потока убывал, пристеночный слой оказывал значительное влияние на среднеобъемную температуру. При малых скоростях разность меж­ ду среднеобъемной температурой и температурой ядра потока стано­ вилась больше. - ~

Влияние вязкости на характер температурного поля выявлялось в процессе изучения поля на выходе из разных секций. По мере про­ хождения секций подогревателя температура мазута росла, вязкость потока уменьшалась, размеры ядра температурного поля увеличива­ лись, зона интенсивного изменения температуры вблизи стенок сокра­ щалась.

Аналогичные данные получены и на опытных элементах. Кроме того, удалось установить, что с ростом температуры стенки толщина пристеночного слоя заметно увеличивается. >

Во всех случаях в центральной части труб можно выделить'зону, где температура мазута почти не меняется, т. е. эта часть в теплообме­ не практически не участвует. В некоторых опытах граница зоны изме­ нения температуры находилась на расстоянии 3—8 мм от стенки тру­ бок секционного подогревателя, а опытных элементов— 1÷7 мм. Это расстояние менялось вдоль поверхности теплообмена, уменьша­ ясь по мере нагрева мазута.

Полученные данные позволяют утверждать, что с ростом произво­ дительности подогревателя и повышением температуры мазута целе­ сообразно свести к минимуму размеры ядра потока, практически не участвующего в теплообмене, путем уменьшения внутреннего диа­ метра до 12—-14 мм с одновременным сохранением площади проход­ ного сечения.

Другой путь интенсификации теплообмена связан с уменьшением длины трубок до 1 м. Материалы, полученные на опытных элементах, показали, что увеличение длины трубок сопровождается снижением коэффициента теплоотдачи от стенки к мазуту. Это согласуется с дан­ ными И. Т. Аладьева (1951) о теплообмене на начальном участке теп­ ловой стабилизации длиной до 50 внутренних диаметров, формирую­ щем поток жидкости.

Результаты опытов по теплообмену показывают, что с уменьшением подогрева и увеличением исходной вязкости снижается интенсивность теплообмена (рис. 27). C ростом критерия Рейнольдса интенсивность теплообмена увеличивается. Сопоставление полученных данных с рас­ четными по формулам Μ. А. Михеева (1958) и 3. И. Геллера (1965) поз­ воляет считать, что для секционных подогревателей расчетные данные по формуле Μ. А. Михеева оказываются завышенными, а для наиболее эффективного участка экспериментальные данные располагаются в не­ посредственной близости от линии, соответствующей этой формуле. Опытные данные о секционных подогревателях оказываются близкими к рассчитанным по формуле 3. И. Геллера. Однако анализ показал, что эта формула не может быть распространена на режимы с большим диапазоном изменения определяющих критериев, характерным для

71

работы с высокими нагрузками и значительным нагревом мазута в по­ догревателях.

Сравнение данных о секционных подогревателях с данными 3. И. Геллера о подогревателе «труба в трубе» указывает на то, что оба подогревателя имеют близкие значения коэффициента теплоотдачи.

C повышением среднелогарифмического температурного напора и скорости мазута опытное значение коэффициента теплоотдачи рас­ тет. Степень влияния скорости оказывается тем больше, чем значитель­ нее подогрев мазута.

Рис. 27. Зависимость комплекса K0 от критерия Ret

7 — по Μ. А. Михееву (1958); 2 — по 3. И. Геллеру (1965);

<3 — по Н. И. Верховскому, Г. К. Красноселову, Е. В. Ma-

Повышение давления насыщенного пара с 3 до 9 бар привело к уд­ воению коэффициента теплопередачи (рис. 28, а). Наибольшую интен­ сивность теплообмена из всех рассмотренных конструктивных вариан­ тов обеспечивает второй опытный элемент, где коэффициент теплоотда­ чи достигает 460 впг/м2 ■ ° C даже при умеренных параметрах пара (8—9 бар) и скорости мазута до 1,5 місек. При переходе к малым разме­ рам труб и повышении параметров пара до 16 бар можно ожидать, что коэффициент теплоотдачи может достичь 900 вт/м2 °С (рис. 28, б).

Проверка возможности создания высокоэффективного мазутного подогревателя проводилась на двух опытных конструкциях: «большом» подогревателе с трубками длиной 4,175 м и «малом» с трубками длиной 1,025λi. Каждый имел по три трубки диаметром 18,0 X 2яя, размещен­ ные в корпусе диаметром 108 X 6 мм и введенные в трубные доски. По­ верхности подогревателей, подсчитанные по внутреннему диаметру, равнялись соответственно 0,55 и 0,135 м2. Внутри труб протекал мазут MlOO, а в межтрубном пространстве—насыпанный пар давлением

72

3,6—16 бар. Такое увеличение давления пара, вызвавшее рост тем­ пературы стенки подогревателя в 1,5 раза, способствовало повышению коэффициента теплоотдачи также в 1,5 раза (см. рис. 28, б).

Из сопоставления данных о «большом» подогревателе и о первой секции подогревателя ПКБ Башкирэнерго (длина трубок около 5 Mr их внутренний диаметр 26 мм) видно, что при прочих близких условиях в «большом» температура мазута возрастает на 16,5° С, а в первой сек­ ции — на 5° С. Это значит, что теплообмен в трубках с внутренним; диаметром 14 мм протекает интенсив­ нее, чем при внутреннем диаметре 26 мм, принятом в секционных подог­ ревателях, и значительно больше, чем при внутреннем диаметре 51 мм в по­ догревателях «труба в трубе». По аб­ солютному значению коэффициент теплопередачи «большого» подогрева­

резко интенсифицировать теплообмен в мазутных подогревателях. Сопоставление полученных данных об изменении давления мазута вдоль поверхности теплообмена секционного подогревателя (рис. 29) сданными 3. И. Геллера (1965) о подогревателе «труба в трубе» указы­ вает на различный характер этих зависимостей. В секционном подогре­ вателе гидравлическое сопротивление отдельных секций достаточно близко между собой, а в подогревателе «труба в трубе» сопротивление

не менялось после 4—5 раз по ходу мазута.

Опыты с различными марками мазута позволили выявить некоторые зависимости гидравлического сопротивления от марки и от средней за опыт вязкости мазута. C ростом вязкости гидравлическое сопро­ тивление подогревателя растет, например, при расчетной скорости

73