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

1,7 місек гидравлическое сопротивление для мазута М40 примерно в 2 раза ниже, чем для М200.

Довольно четко прослеживается также зависимость сопротивления от средней вязкости мазута одной и той же марки. Например, увели­ чение вязкости мазута в 1,5 раза для марок 100 и 200 приводит при номинальной нагрузке к увеличению гидравлического сопротив­ ления на 0,5 бар.

Загрязнение поверхности нагрева подогревателя обусловливает увеличение его гидравлического сопротивления в 5—10 раз. Одновре­ менно значительно снижается тепловая мощность подогревателя. Это приводит к резкому сокращению его рабочей кампании. Продлить

Рис. 29. Изменение давления мазута вдоль поверхности

теплообмена секционного подогревателя мазута:

1 — 13,9 M=∕ceκ. М200; 2 — 13,9, М100; 3 - 8,3, М200; 4 — 8.3,

MlOO.

рабочую кампанию подогревателя можно мероприятиями, снижающи­ ми или полностью устраняющими коксование мазута, и эффективными способами очистки подогревателей без вывода в ремонт. К мероприя­ тиям, снижающим коксование, относятся удаление из мазутов механи­ ческих примесей, а также карбоидов (кокса) путем тонкой фильтра­ ции, ввод в мазуты присадок, уменьшение температуры стенки ниже 150o С, поддержание скорости мазута на уровне 1—1,5 м/сек.

Анализ эффективности этих мероприятий с учетом опыта электро­ станций показал, что ни одно из них не устраняет, а лишь в той или иной степени уменьшает коксование мазута настенках подогревателей.

Восстановление тепловой мощности подогревателя достигается уда­ лением загрязнений тем или иным способом. На электростанциях для этих целей применялись шомполирование трубок скребками, ершами, выжигание отложений, химическая очистка-промывка подогревателей специальными составами, удаляющими отложения. Такое разнообра­ зие методов очистки, несмотря на небольшое количество конструкций подогревателей, свидетельствует о том, что ни один из них не универ-

74

сален. Кроме того, для их применения необходимо подогреватели выводить в ремонт и иметь резерв.

В связи с этим разработан способ очистки подогревателей на ходу (Цирульников, Бурда, Красноселов, Кузнецова, 1968).

Первая проверка этого способа проведена на экспериментальной установке, созданной на базе секционного подогревателя. Перед опы­ тами подогреватель был очищен от отложений, в результате чего коэф­ фициент гидравлического сопротивления в период опытов составлял в среднем 0,075. Сопротивление подогревателя систематически росло и за 8 месяцев коэффициент гидравлического сопротивления достиг 0,17.

10

5

гревателя при загрязнении (I) и очистке (II):

1 — коэффициент сопротивления; 2 — гидравлическое сопротивле­ ние подогревателя, бар; 3- расход мазута, кг(сек.

Последующее активное загрязнение имело место при специально организованном режиме с малыми скоростями движения мазута (0,3—0,5 м/сек). За неполных 2 месяца коэффициент гидравлического сопротивления достиг 0,5. Подогреватель нуждался уже в тщательной очистке, так как из-за интенсивного загрязнения мазутных трубок значительно снизилась тепловая мощность и увеличилось гидравличе­ ское сопротивление.

Проведена проверка предложенного способа очистки «на ходу». Не изменяя схемы включения подогревателя, путем увеличения рас­ хода скорость мазута MlOO в трубках была доведена до 25 м/сек. В ре­ зультате через сутки коэффициент гидравлического сопротивления восстановился до первоначального значения, близкого к 0,075, и прак­ тически не изменялся в течение месяца эксплуатации с большими ско­ ростями (1,5 м/сек и выше). В результате использования этого спосо­ ба произошла полная очистка подогревателя (рис. 30). Полученный эффект объясняется вымыванием коксовых отложений со стенок подо­ гревателя и эрозионным разрушением этих отложений механическими примесями, содержащимися в мазуте.

7S

Значение описанного способа очистки возрастает при переходе к высокоэффективным конструкциям подогревателей с трубками малых размеров, имеющими повышенную склонность к загрязнению. Дан­ ный способ становится неотъемлемой частью комплекса мероприятий для высокотемпературного подогрева вязких мазутов перед сжиганием их с малыми избытками воздуха. Это обусловило широкое распрост­ ранение данного способа на энергетических предприятиях.

Благодаря применению описанного способа появилась возможность создать высокоэффективные конструкции подогревателей мазута, ос­ нованные на зависимостях коэффициента теплопередачи от размеров трубок и параметров теплоносителей. В основу положены следующие технические характеристики: расход мазута MlOO или М200 0,028 Ms∕ceκ,

Созданный подогреватель состоит из 20 секций, последовательно соединенных между собой переходными участками. Каждая секция представляет собой пучок из 146 труб диаметром 18 × 3 мм, длиной 1 м, приваренный к трубным решеткам. Конструкция переходных участ­ ков позволяет в начальном участке каждой секции создать гидроди­ намические условия, подобные тем, какие имели место в предыдущей. Эта конструкция наряду с высокими технико-экономическими показа­ телями характеризуется достаточной эксплуатационной надежностью. Два таких подогревателя уже находятся в длительной эксплуатации.

Экспериментальные данные и опыт эксплуатации показали, что фактические характеристики подогревателей согласуются с расчетными, эти подогреватели выгодно отличаются от всех известных конструк­ ций по своим техническим показателям.

РАСПИЛИВАНИЕ МАЗУТА ФОРСУНКАМИ

При истечении реальной жидкости коэффициент расхода отличается от теоретического, определяемого, по Г. Н. Абрамовичу (1944), в зави­ симости от геометрической характеристики форсунки. Для каждого случая, учитывающего свойства распиливаемой жидкости и конструк­ тивные особенности форсунки, можно определить действительный коэф­ фициент расхода с помощью поправочного коэффициента.

Дисперсионные характеристики можно оценивать по среднему или медианному диаметру капель, которые на «кривой распиливания» соответствуют ординате 36,8 и 50% (рис. 31).

Для определения толщины пленки распыливаемой жидкости на вы­ ходе из сопла предложены формулы И. И. Новиковым (1948), H. Н. Струлевичем (1950), 3. И. Геллером (1965) и Μ. И. Морошкиным (1962). Наиболее часто используется формула H. Н. Струлевича, кото­ рая Л. Μ. Цирульниковым, А. Д. Горбаненко и Б. Л. Жарковым (1964) приведена к более простому виду.

76

Наибольшее распространение получили форсунки конструкций ЦККБ, ЦКТИ, нормализованные завода «Ильмарине», CHАТИ Баш­ кирэнерго, ПМФС ЗиО и штампованные центробежные форсунки

Рис. 31. Кривая распределения капель по фракциям:

dl→> текущий диаметр капель, dcp — средний, Д — относительный вес капель.

Рис. 32. Штампованная центробежная форсунка;

/ — распиливающие элементы в сборе: 2 — накидная гайка? 3 — прокладка; 4 — корпус форсунки;. 5 — ствол; 6 — завих­ ритель; 7 — сопло.

механического распиливания. Рассмотрим последние (рис. 32). Они не имеют принципиальных отличий от других конструкций, но обла­ дают серьезным достоинством — простотой изготовления (при приме­

77

нении холодной штамповки и точечной электросварки). Штамповка обеспечивает высокую точность изготовления и малые отклонения в размерах форсунок одной партии. Расходные и дисперсионные характеристики этих форсунок представлены на рис. 33.

О достаточно высокой точности изготовления штамповкой распи­ ливающих элементов свидетельствует то, что форсунки одной и той же партии с одинаковыми номинальными геометрическими размерами имеют гораздо меньшие отклонения по производительности, чем фор-

сунки, изготовленные другими способами (отбраковка достигает 50%). Например, у партии четырехканальных форсунок с диаметром сопла 6,5 мм отклонения производительности при давлении 20 бар не превы­ шали 1,5%. Как и у других конструкций центробежных форсунок, эти отклонения увеличиваются по мере уменьшения геометрических раз­ меров.

В отличие от других конструкций высокопроизводительных форсу­ нок (например, ПМФС), у которых коэффициент расхода возрастал с увеличением давления, у штампованных форсунок коэффициент рас­ хода практически не зависит от давления распиливаемой жидкости. Отмечена близость значений коэффициента расхода при истечении

78

воды и мазута, соотношение между ними — около I. Начальный угол раскрытия факела колеблется от 100 до 120° и практически не зависит от давления.

В процессе изучения распределения по поперечному сечению пото­ ков жидкости, распыленной штампованными форсунками, установлено, что усредненный максимум потока при повышении давления распили­ вания сдвигается по оси к центру сечения.

Средний диаметр капель в спектре (рис. 34) в зави­ симости от условий распи­ ливания для различных ти­ поразмеров форсунок изме­ няется от 0,2 до 1,09 мм. Он возрастал с увеличе­ нием производительности форсунки: при давлении

20 бар — 0,22 мм для про­ изводительности 0,83 кг/сек

и 0,51 мм — 1,4 кгісек. Ха­ рактер укрупнения капель по мере снижения давле­ ния распыливания показан на рис. 33, б. Дисперсион­ ные характеристики этих

Из сравнения расходных и дисперсионных характеристик различ­ ных испытанных конструкций центробежных форсунок следует, вопервых, что штампованные форсунки обладают более высоким качеством распыливания, характеризуемым, например, для производительности 1,14 кгісек при давлении 20 бар средним диаметром капель 0,35 мм по сравнению с 0,48 мм для форсунок завода «Ильмарине» и 0,80 мм для форсунок ЦКТИ; во-вторых, штампованные форсунки формируют наиболее широкий факел, характеризуемый средним значением началь ного угла раскрытия 105° по сравнению с 75—95° у форсунок других типов; в-третьих, штампованные форсунки позволяют резко уменьшить

отбраковку по расходной характеристике за счет повышения точности изготовления.

На ряде электростанций для распиливания мазута используются только эти форсунки. Опыт показал, что рабочая кампания составля­ ет 1—3 месяца, это превышает средний срок службы других форсунок той же производительности до 1 месяца. Обращает на себя внимание и низкая стоимость изготовления штампованных форсунок, которая составляет в условиях ремонтного предприятия 0,6 руб./шт. по срав­ нению с 2,6 руб./шт. форсунок ЦККБ. Естественно, при серийном из­ готовлении штампованных форсунок их стоимость будет еще ниже (Цирульников, Рыбаков, Королева, 1970; Цирульников, Королева, Рыбаков, Стужин, Tacc, 1971).

Представленные материалы позволяют рекомендовать штампован­ ные центробежные форсунки механического распыливания на электро­ станциях, особенно в тех случаях, когда высокосернистые мазуты сжи­ гают с малыми избытками воздуха.

ТОПОЧНО-ГОРЕЛОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА ДЛЯ СЖИГАНИЯ МАЗУТА C МАЛЫМИ ИЗБЫТКАМИ ВОЗДУХА

В промышленных условиях на 17 котлах паропроизводительностью 32—264 кг/сек. проведены первичная проверка и исследования горе­ лочных устройств, специально разработанных ЗиО, ТКЗ, БКЗ, ЦКТИ, ВТИ и СКВ ВТИ, ХФЦКБ и ВТИ, Ф. А. Липинским, Стерлитамак­ ской ТЭЦ для сжигания мазута и газа с малыми избытками воздуха Верховский, Красноселов, Машилов, Цирульников, 1970). Эти горелки имеют отра о ачную проточную часть, по которой воздух движется в двух кольцевых каналах, и относительно высокую производитель-

ость (oτ0,<3 до 2,3 кг/сек}. По сравнению с менее мощными они имеют следующие преимущества: повышенная стабильность рабочих харак­ теристик форсунок за счет облегчения температурного режима ме­ талла; более простые эксплуатация и ремонт горелочных устройств; облегченная автоматизация процесса горения, особенно при индиви­ дуальном регулировании соотношения топливо — воздух; уменьшен­ ная стоимость горелок, системы автоматики и котла в целом; упрощен­ ная наладка процесса горения в режиме сжигания с малыми избытками воздуха.

Следует отметить, что противники повышения единичной произ­ водительности горелок основываются на интенсификации сернокислот­ ной коррозии низкотемпературных поверхностей нагрева при сжигании высокосернистого мазута в более мощных горелках. Так, А. К. Вну­ ков (1966) приводит результаты измерения температуры точки росы

в3 режимах работы пылеугольных котлов, переведенных на сжигание мазута: при 19—20 горелках производительностью 0,22 кг/сек, при

15 — 0,29 и при 12—13 — 0,38 кгісек.

При одних и тех же избытках воздуха температура точки росы была

впервом режиме на 5—15o C ниже, чем во втором, и на 20—30° C ниже, чем в третьем. Однако с учетом несовершенства измерения темпе­

80