Исследование факельного сжигания низкосортного твердого топлива угрубленного помола в системе прямоточных турбулентных струй тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.14.14, кандидат наук Каверин Александр Александрович

• Каверин Александр Александрович
• кандидат наук
• 2018

Оглавление диссертации кандидат наук Каверин Александр Александрович

ТОПЛИВА УГРУБЛЕННОГО ПОМОЛА, ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Методы сжигания твёрдого топлива

1.2 Виды традиционных пылеугольных топочных камер

1.3 Специальные конструкции топочных камер

1.4 Технологические аспекты факельного сжигания низкосортного угля угрубленного помола

1.4.1 Схемы пылеприготовления и сжигания углей

1.4.2 Системы нижнего воздушного дутья

1.4.3 Методы интенсификации сжигания низкосортного угля угрубленного помола

1.5 Выводы по первой главе, постановка задачи исследования

2. ОПИСАНИЕ МЕТОДИКИ ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ. ВЕРИФИКАЦИЯ И ВАЛИДАЦИЯ ЧИСЛЕННОЙ МОДЕЛИ ТОПКИ ДЛЯ СЛУЧАЕВ СЖИГАНИЯ ЗАБАЛЛАСТИРОВАННЫХ ТОПЛИВ

2.1 Описание математической модели топочной камеры

2.2 Верификация и валидация численной модели топочной камеры при сжигания высоковлажного бурого угля в котле ТП-14А

2.2.1 Описание котла ТП-14А Кумертауской ТЭЦ

2.2.2 Построение разностной сетки и оценка сходимости численной модели

2.2.3 Сопоставление результатов моделирования с данными испытаний

2.3 Верификация и валидация численной модели топочной камеры при сжигании высокозольного каменного угля в котле П-57

2.3.1 Описание котла П-57 Троицкой ГРЭС

2.3.2 Построение разностной сетки и оценка сходимости численной модели

2.3.3 Сопоставление результатов моделирования с результатами испытаний

2.4 Выводы

3. ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СЖИГАНИЯ ВЫСОКОЗОЛЬНОГО КАМЕННОГО УГЛЯ В КОМБИНИРОВАННЫХ СХЕМАХ

3.1 Исходные данные численного исследования

3.2 Численное исследование комбинированных схем сжигания

3.2.1 Вариант комбинированной схемы №1

3.2.2 Вариант комбинированной схемы №2

3.2.3 Вариант комбинированной схемы №3

3.2.4 Вариант комбинированной схемы №4

3.3 Регрессионный анализ результатов моделирования

3.4 Выводы

4. ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ПОДГОТОВКИ И СЖИГАНИЯ НИЗКОСОРТНОГО ВЫСОКОВЛАЖНОГО БУРОГО УГЛЯ В КОМБИНИРОВАННОЙ СХЕМЕ

4.1 Описание объекта. Исходные данные и граничные условия исследования

4.2 Численное исследование процесса сушки высоковлажного бурого угля в системе пылеприготовления с мельницей-вентилятором

4.3 Разработка комбинированной схемы сжигания низкосортного высоковлажного бурого угля

4.4 Выводы

5. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ВНЕДРЕНИЯ КОМБИНИРОВАННЫХ СХЕМ СЖИГАНИЯ

5.1 Оценка оптимальной тонкости помола при комбинированной схеме сжигания экибастузского угля в котле П-57

5.2 Влияние тонкости помола на тепловую схему котла П-57

5.3 Расчёт экономической эффективности внедрения комбинированных схем

5.3.1 Предложение по модернизации котла П-57 Троицкой ГРЭС

5.3.2 Предложение по модернизации котла ТП-14А Кумертауской ТЭЦ

5.4 Выводы

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ 1 Акт использования результатов диссертации

ПРИЛОЖЕНИЕ 2 Визуализация результатов численного моделирования

исходных схем сжигания котлов ТП-14А и П-57

ПРИЛОЖЕНИЕ 3 Расходы и скорости воздуха в каналах горелок и сопл для

моделирования комбинированных схем сжигания котла П-57

ПРИЛОЖЕНИЕ 4 Визуализация результатов численного моделирования

комбинированных схем сжигания котла П-57

ПРИЛОЖЕНИЕ 5 Характеристики рассчитанных комбинированных схем

сжигания, используемые в регрессионной модели

ПРИЛОЖЕНИЕ 6 Визуализация результатов численного моделирования процессов сушки и сжигания тюльганского угля марки Б1 в котле ТП-14А

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование факельного сжигания низкосортного твердого топлива угрубленного помола в системе прямоточных турбулентных струй»

АКТУАЛЬНОСТЬ ТЕМЫ

Добыча угля в Российской Федерации ведётся в 7 федеральных округах и 25 субъектах федерации на 192 угольных предприятиях, из них 71 угольная шахта и 121 разрез. Совокупная производственная мощность угольных предприятий по добыче угля составляет 407,6 млн т (на 01.01.2016 г.) [1].

млн. т

400 350 300 250 200 150 100 50 0

„, , 329 323 4

309.4 314.1

336.7

354.6 352.1 359

373.4

385.4 387 389 395

2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 2013 2014 2015 2016 2017 2018 2019

год

Рисунок 1 - Добыча угля в России в 2006 - 2019 гг., млн. т (данные по 2017-2019 гг. - прогноз Минэнерго [2])

На рисунке 1 видно, что несмотря на экономические кризисы 2008 г. и 2014 г. общая тенденция роста угледобычи в России сохраняется, пик добычи приходится на 2016 г. (385,4 млн. т) [1]. Минэнерго в 2017 году прогнозирует следующую динамику по добыче угля до 2019 г.: 2017 г. - 387 млн. т, 2018 г. -389 млн. т, 2019 г. - 395 млн. т [2].

Согласно Долгосрочной программе развития угольной промышленности России на период до 2030 г. (2012 г) добыча угля составит 390-430 млн. т, и будет осуществляться на 82 разрезах и 64 шахтах при благоприятной конъюнктуре рынка, в противном случае добыча - на уровне 325 млн. т, т.е. останется на достигнутом уровне. Согласно «Долгосрочной программе» планируется

увеличить добычу угля в Восточной Сибири и на Дальнем Востоке с созданием новых угледобывающих центров в этих регионах. Доля этих регионов в общей добыче угля по России возрастет с 35,7% в 2011 г. до 47% к 2030 г [3].

В программе «Энергетическая стратегия России на период до 2030 года» (ЭС-2030) объем добычи угля к 2030 г. прогнозируется на уровне 430-470 млн. т, из них 250 млн. т - внутреннее потребление. Доля угля в выработке электроэнергии на тепловых электростанциях должна существенно увеличиться -с 28 до 36% [4]. Из приведенных выше данных следует, что уголь является основным источником энергии для Западной и Восточной Сибири, а также Дальнего Востока, и в обозримом будущем доля угля в топливно-энергетическом балансе этих регионов только увеличится.

Ещё одной из тенденций в отечественной энергетике является постепенное увеличение доли сжигания углей местных месторождений в топливном балансе тепловых электростанций. Причиной этого послужил рост цен на природный газ и мазут, в результате чего сжигание местных углей стало экономически целесообразным. Перевод котлов на сжигание дешёвого местного твердого топлива осложняется его низкой теплоте сгорания и сильной забалластированности влагой и неорганическим балластом. Использование таких углей накладывает дополнительные требования к организации процесса пылеприготовления и сжигания.

Необходимо отметить, что сжигание высоковлажных бурых углей отличается недостаточно устойчивым воспламенением и горением (из-за большого количества влаги и балласта). Сжигание же высокозольных каменных углей требует повышенных температур в зоне горения и более тонкого помола даже при выходе летучих Уг>25%. Например, результаты исследований [5], [6] показывают, что для экибастузского угля и куучекинского угля следует рекомендовать тонкость помола Я90=10% вместо проектного значения Я90=15-20%. Такие значения тонины помола приводят к увеличению удельного расхода электроэнергии на размол до Эрзм=25-35 кВт ч/т. Т.о. помимо решения задач повышения устойчивости воспламенения и эффективности горения для

высокозольных топлив актуальной является задача снижения расхода на собственные нужды и износ мелющего оборудования.

Помимо этого приоритетными остаются вопросы экологической безопасности сжигания топлив. В 2014 году принят Федеральный закон № 219-ФЗ от 21 июля 2014 г. [7] и ряд важных нормативных правовых актов, направленных на повышение энергетической и экологической эффективности различных секторов экономики страны, в том числе электроэнергетики. Комплекс мер, направленных на отказ от использования устаревших и неэффективных технологий, переход на принципы наилучших доступных технологий и внедрение современных технологий отражен в Распоряжении Правительства Российской Федерации от 19 марта 2014 г. № 398-р [8]. План мероприятий по внедрению инновационных технологий в энергетике закреплен Распоряжением Правительства РФ от 3 июля 2014 г. № 1217-р [9].

Одним из перспективных направлений решения проблемы является применение комбинированных схем сжигания. Способ компоновки горелок и воздушных сопл содержит огромный потенциал в плане повышения устойчивости воспламенения, эффективности выгорания твёрдого топлива и снижения образования КОх. Вопросы применения комбинированных схем сжигания, в которых в результате более оптимального взаимодействия горелочных и воздушных струй образуется сложная топочная аэродинамика, на сегодняший день изучены недостаточно полно и требуют глубокого теоретического и экспериментального исследования.

Котельное оборудование на большинстве ТЭС России выработало свой ресурс и отличается значительным физическим износом. Все вышеуказанное неизбежно ведет к необходимости модернизации или замены котельных установок. Таким образом актуальной становится задача разработки эффективной, надежной и экологически безопасной технологии сжигании низкосортного угля, требующей минимальных капитальных затрат на реконструкцию котельного оборудования. Анализ работ проводившихся ранее в этом направлении показывает, что достижение данной цели невозможно без

применения комплексного подхода к модернизации как системы пылеприготовления, так и топочно-горелочных устройств.

Данная работа включает численное исследование комбинированных схем сжигания при различных вариантах конструкции горелок и сопл, их компоновки и распределения воздуха по горелкам и соплам на основные показатели горения забалластированного топлива угрубленного помола, к которым относятся: потери с механическим недожогом, максимальная температура газов в топке, температура на выходе из топки, устойчивость аэродинамики, образование NOx.

ЦЕЛИ И ЗАДАЧИ РАБОТЫ

Цель настоящей работы состоит в разработке научных основ создания новых комбинированных схем сжигания на основе прямоточных горелок и сопл для забалластированной угольной пыли угрубленного помола, с улучшением существующих показателей по эффективности и экологичности горения для данных топлив. Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

- создать, верифицировать и настроить численную модель топочной камеры в программном комплексе ANSYS Fluent для случаев горения наиболее забалластированных топлив: влажного бурого угля марки Б1 (WP=52%; Qhf=7,3 МДж/кг) и высокозольного каменного угля (Ар=40%; Qhf=16,3 МДж/кг);

- усовершенствовать технологию факельного сжигания забалластированных топлив угрубленного помола за счёт организации оптимальной внутритопочной аэродинамики и модернизации элементов технологической схемы сжигания;

- выполнить вариантные численные расчёты горения высокозольного каменного угля в комбинированных схемах на базе котла П-57 и оценить вклад конструктивных и режимных параметров на горение угля Экибастузского месторождения;

- разработать комплексную схему модернизации котла ТП-14А, включающую совершенствование процесса предварительной сушки

высоковлажного бурого угля в устройстве нисходящей сушки и горения в топочной камере на основе прямоточных горелок и сопл;

- оценить экономическую эффективность практической реализации вариантов модернизации котлов, сжигающих высоковлажные бурые и высокозольные каменные угли.

ОБЪЕКТ ИССЛЕДОВАНИЯ

Объектом исследования являются комбинированные схемы сжигания забалластированных углей угрубленного помола на базе котлов П-57 и ТП-14А с прямоточными горелками и соплами.

НАУЧНАЯ НОВИЗНА РАБОТЫ

1. Предложены новые решения по устойчивому и эффективному факельному сжиганию забалластированного угля угрубленного помола с низкими выбросами N0 и минимальными затратами на модернизацию топки и пылесистемы котла.

2. Разработаны новые варианты комбинированных схем сжигания низкосортных углей, с улучшением существующих показателей по эффективности и экологичности горения для данных типов топлив.

3. Проведено исследование горения забалластированных топлив угрубленного помола в комбинированных схемах сжигания с различными вариантами компоновки горелок и сопл, определено влияние конструктивных, компоновочных и режимных факторов на горение топлива, топочную аэродинамику и образование оксидов азота N0

4. Разработан метод оценки эффективности сжигания топлива в комбинированных схемах с помощью построения уравнения регрессии от независимых переменных. Составлено уравнение регрессии, позволяющее прогнозировать потери с механическим недожогом для вновь проектируемых комбинированных схем для котлов, сжигающих экибастузский уголь марки СС.

5. С помощью численного моделирования процесса предварительной сушки высоковлажного бурого угля в сушильной шахте получены зависимости изменения температуры и влагосодержания для частиц угля разного размера от времени пребывания в шахте.

ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ЗНАЧИМОСТЬ РАБОТЫ

Теоретическая значимость состоит в развитии метода факельного сжигания забалластированных углей угрубленного помола на основе оптимизации компоновки прямоточных горелок и сопл и разработке метода прогнозирования выгорания экибастузского угля марки СС в комбинированных схемах сжигания.

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЗНАЧИМОСТЬ РАБОТЫ

Полученные в диссертационной работе данные создают предпосылки для проектирования топок котельных установок на основе комбинированных схем сжигания, позволяющих сжигать топливо угрубленного помола с приемлемыми показателями экономичности и экологической безопасности. Разработанная в данной работе схема сжигания тюльганского угля марки Б1 в котле ТП-14А включена в инвестиционный проект "Техническое перевооружение парового котла ст.№7 Кумертауской ТЭЦ ООО "БГК".

МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ

В настоящей работе применялось математическое моделирование, регрессионный анализ, аппроксимация и экстраполяция. Расчеты топки, тепловой схемы котла и пылесистемы выполнялись в специализированных программах -ANSYS Fluent, Boiler Designer и Stoker. Результаты численного моделирования топки верифицировались с данными испытаний действующих котлов.

ПОЛОЖЕНИЯ, ВЫНОСИМЫЕ НА ЗАЩИТУ

- результаты вариантных численных расчетов комбинированных схем сжигания для котла П-57, показывающие влияние конструктивных,

компоновочных и режимных факторов на топочную аэродинамику, горение топлива и образование оксидов азота NOx.

- комбинированные схемы сжигания для котла П-57 и для котла ТП-14А, позволяющие сжигать забалластированное топливо угрубленного помола с улучшением существующих показателей экономичности и экологичности для данных котлов.

- вариант модернизации процесса предварительной сушки высоковлажных углей в устройстве нисходящей сушки.

- уравнение регрессии, позволяющее прогнозировать потери с механическим недожогом для вновь проектируемых комбинированных схем для котлов на экибастузском угле марки СС.

- рекомендации по организации топочного процесса применительно к комбинированным схемам сжигания с прямоточными горелками и соплами и нижним воздушным дутьём.

СТЕПЕНЬ ДОСТОВЕРНОСТИ РЕЗУЛЬТАТОВ

Достоверность результатов обеспечивается применением апробированных математических моделей и программных продуктов. Высокое совпадение результатов численного моделирования с данными испытаний на действующих котлах и результатами теплового расчета топки по нормативному методу теплового расчёта котельных агрегатов (под ред. Н.В. Кузнецова и др., 1973 г.).

ЛИЧНЫЙ ВКЛАД АВТОРА

Личный вклад автора состоит в: разработке, верификации и валидации численной модели топки для случаев сжигания высоковлажного бурого и высокозольного каменного угля в программе ANSYS Fluent; разработке новых комбинированных схем факельного сжигания забалластированных углей угрубленного помола на основе прямоточных горелок и сопл; выполнении вариантных численных расчетов горения забалластированных углей угрубленного помола в комбинированных схемах; разработке варианта модернизации

устройства нисходящей сушки высоковлажного бурого угля и выполнении численного моделирования процесса сушки; разработке нового подхода предпроектного прогнозирования потерь с мехнедожогом в комбинированных схемах сжигания и разработке уравнения регрессии для прогнозирования потерь с мехнедожогом для комбинированных схем, сжигающих экибастузский уголь.

СТРУКТУРА И ОБЪЁМ РАБОТЫ ДИССЕРТАЦИИ

Диссертационная работа состоит из введения, пяти разделов, заключения, списка использованной литературы, шести приложений. Работа содержит 167 страниц основного текста, 30 таблиц, 72 рисунка. Список использованной литературы включает 106 наименований.

Автор выражает признательность научному руководителю, доктору технических наук, профессору Зройчикову Н.А. за руководство исследованиями, идеи, затраченные усилия и время. Кроме того, автор благодарит: сотрудников кафедры ТЭС "НИУ "МЭИ": ведущего научного сотрудника Архипова А.М., профессора Прохорова В.Б., ассистента Фоменко М.В. за всестороннюю помощь и поддержку; сотрудников Кумертауской ТЭЦ и Троицкой ГРЭС за помощь с необходимыми материалами; студенток "НИУ "МЭИ" Столярову Е.К. и Забавникову М.Д. за содействие в выполнении расчётов в разделах 2, 4 и 5.

1. ОБЗОР СОВРЕМЕННОГО СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА СЖИГАНИЯ ТВЕРДОГО ТОПЛИВА УГРУБЛЕННОГО ПОМОЛА, ПОСТАНОВКА

ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Методы сжигания твёрдого топлива

В отечественной литературе традиционно выделяют три метода сжигания твёрдых топлив: слоевой, вихревой и пылевидный (факельный) [10], [11], [12]. В зависимости от производительности котла, марки угля и условий работы котельного агрегата выбирается наиболее подходящий метод сжигания твёрдого топлива.

Слоевой метод сжигания нашёл применение в энергетике, металлургии и химическом производстве. Процесс горения осуществляется (рисунок 1.1) на подвижной или неподвижной колосниковой решётке, на которую подаётся твёрдое топливо в виде крупных кусков (5ч=0,003-0,05 м) [10]. Через слой топлива (подвижный или неподвижный) на решётке проходит принудительно подаваемый воздух. В результате горение топлива происходит в слое, а с поверхности слоя непрерывно выходят продукты сгорания.

В противоточной схеме сжигания (показанной на рисунке 1.1) за счёт встречного движения свежих кусков топлива, подающихся на решётку сверху и уходящих с поверхности дымовых газов свежее топливо подогревается, сушится и воспламеняется ещё до попадания в слой. Дополнительный прогрев свежих кусков топлива обеспечивается также и излучением слоя из факела [10], [13].

В описанном методе сжигания обеспечивается высокая стабильность процесса горения (за счёт значительного запаса топлива в слое), что позволяет сжигать топливо с различной влажностью и не требует сложной системы пылеприготовления. Скорость выгорания зависит в значительной степени от

интенсивности (скорости) подвода воздуха. Увеличение скорости воздушного дутья позволяет форсировать процесс горения, снять ограничение, накладываемое диффузионной областью горения и перевести процесс в кинетическую область. Это открывает возможность примерно пятидесятикратной интенсификации процесса горения, ограниченного только аэродинамической устойчивостью слоя -началом уноса частиц топлива из слоя [10], [11].

свежее топливо * 4

| * | | | | |

продукты сгорания

• о о . • ^— о • ^

- -о-.-*

о • • • о . о • о . о .

зола+шлак

Рисунок 1.1 - Схема сжигания твёрдого топлива в противоточном слое

Применение слоевого метода сжигания ограничено паропроизводительностью котла (до 10 т/ч для бурых и каменных углей и до 20 т/ч для антрацитов). Кроме того слоевые топки сложны, слабо поддаются механизации и автоматизации процесса управления [10]. Применение подвижной цепи вместо решётки снижает надёжность топочного устройства.

Преодолеть описанные выше недостатки можно применяя топки с кипящим слоем. Сжигание топлива в кипящем слое является разновидностью слоевого сжигания. Для организации процесса в кипящем слое скорость окислителя и размер частиц подбираются так, чтобы частицы оказались в подвешенном состоянии (сила тяжести частиц уравновешивается подъемной силой). Таким образом, в отличие от классической слоевой топки, где большие куски топлива лежат неподвижным слоем на решетке, в топке с кипящим слоем дроблёнка

образует достаточно устойчивый по высоте (до 1 м) слой, где частицы активно перемешиваются по его объему [14]. Активное перемешивание топлива и достаточно большое его время пребывания в слое обеспечивает эффективное выгорание. За рубежом широкое распространение получили топки с циркулирующим кипящим слоем (ЦКС). Главным их отличием от топок стационарного кипящего слоя является повышенная скорость ожижающего воздуха (6-9 м/с). Данное обстоятельство приводит к необходимости установки циклона (как правило горячего) на выходе из топки - для улавливания и возврата уноса в топку на дожигание [14], [15].

Пылевидный метод применяется на энергетических котлах производительностью выше 15-35 т/ч для сжигания сланцев, бурых, каменных углей и антрацитов. Топливо подвергается предварительной обработке в системе пылеприготовления - сушке и измельчению до состояния мельчайшей пыли (размером в среднем до 400 мкм). Угольная пыль подаётся в топку сушильным агентом через горелку и сгорает во взвешенном состоянии в пылеугольном факеле. Тонкий помол топлива обеспечивает хорошую летучесть частиц и высокую скорость их выгорания - 1-2 с [10].

К преимуществам указанного метода следует отнести возможность сжигания в факельной топке большой массы топлива в единицу времени, а следовательно, повышения паропроизводительности котла. Существенным является так же широкий диапазон твёрдых топлив, сжигаемых в пылеугольных котлах (от высокозольных сланцев до низкореакционных антрацитов) и возможность сжигания жидких и газообразных топлив в той же топочной камере. Процессы приготовления топлива, подачи воздуха, горения и удаления продуктов сгорания и шлака механизированы и поддаются автоматизации.

Результаты опытов [11] показывают, что выгорание топлива в пылеугольном факеле имеет резкий, скачкообразный характер в начале факела. Дальше интенсивность выгорания падает и основные показатели процесса горения (механический недожог, концентрации кислорода и продуктов сгорания, температура) изменяются плавно. Объясняется это обстоятельство быстрым

выгоранием летучих и мелких частиц угля, которые забирают на себя основную долю кислорода. Концентрация кислорода падает, и крупные частицы, которые и определяют механический недожог, сгорают в худших концентрационных условиях.

Указанное ограничение снимается организацией вихревого движения топочных газов, на чём основывается вихревой метод сжигания [11]. В случае, если обеспечивается непрерывный возврат крупных частиц топлива в зону активного горения (ЗАГ), становится возможным увеличение времени пребывания частиц в топке без увеличения её габаритов. Вихревой метод сжигания применяется в низкотемпературных вихревых (НТВ) топках, топках Шершнёва, циклонных предтопках, вихревой топке ЦКТИ. Увеличение времени пребывания частиц в топке позволяет сжигать высокореакционные бурые угли и торф в виде дроблёнки.

Кроме снижения потерь с мехнедожогом и затрат на размол топлива к достоинствам вихревого метода следует отнести стабилизацию процесса горения за счёт увеличения массы топлива в топке. Недостатками же являются ограничения по производительности (не более 75 т/ч для топок Шершнёва) и типу применяемых углей (как правило бурые угли, фрезерный торф, лигнит). Следует отметить, что исследования по совершенствованию технологии вихревого сжигания ведутся и в настоящее время, например [16].

1.2 Виды традиционных пылеугольных топочных камер

Процесс горения топлива в топке энергетического котла существенным образом зависит от режима течения аэросмеси и вторичного воздуха. В камерных топочных устройствах сжигания происходит в системе струй, истечение которых из горелок в топочное пространство происходит при скоростях, значительно превышающих критическую скорость. Такие выходные скорости струй гарантируют их турбулентное движение и, следовательно, интенсивный тепло- и

массообмен струй между собой и горячими топочными газами. Теоретические основы аэродинамики и тепло- и массобмена факела внутри топочного объёма заложены в работах Абрамовича Г.Н., Вулиса Л.Н. и др. учёных [17], [18], [19].

Согласно классификации [20] пылеугольные топки можно разделить на три класса (рисунок 1.2):

- однокамерные открытые с твёрдым шлакоудалением;

- однокамерные открытые или полуоткрытые (с пережимом) с жидким шлакоудалением;

- двухкамерные с жидким шлакоудалением.

Рисунок 1.2 - Виды камерных топок а) однокамерные открытые с твёрдым шлакоудалением; б) однокамерные открытые или полуоткрытые (с пережимом) с жидким шлакоудалением; в) двухкамерные с жидким

шлакоудалением (с и-образным факелом). 1 - экранные трубы; 2 - горелка; 3 - холодная воронка; 4 - зона футерованных экранов; 5 - наклонный под; 6 - камера сгорания; 7 - шлакоулавливающий пучок; 8 - камера охлаждения.

8

7

а)

б)

в)

Одним из важнейших критериев, определяющих камерное сжигание твёрдого топлива является принцип вывода шлака из топки. Организация твёрдого шлакоудаления (ТШУ) требует охлаждения расплавленной золы менее температуры начала деформации ^ перед удалением в нижней части топочной камеры. Эффективное охлаждение и гранулирование шлака обеспечивается за счёт холодной воронки, образованной сближением фронтового и заднего экранов внизу топки с уклоном 50-55°.

Топки с ТШУ, как правило, выполняются открытыми (без пережимов) для интенсивной теплоотдачи излучением из ядра факела топочным экранам. Максимальная температура факела получается ниже на ~200°С, чем в устройствах с жидким шлакоудалением (ЖШУ), но увеличивается общая площадь экранов и габариты топки. По условиям отсутствия шлакования экранных поверхностей нагрева топочная аэродинамика и габариты предусматриваются таким образом, чтобы температура частиц золы не превышала характерную температуру ^ средние тепловые напряжения сечения таких устройств имеют невысокие значения (3-4 МВт/м2) [20].

В зависимости от мощности парового котла с ТШУ и вида сжигаемого топлива традиционно применяют фронтальное, встречное или тангенциальное расположение горелок (рисунок 1.3) [20]. Более редким случаем является встречно-смещённое расположение горелок (рисунок 1.3г) [10].

Встречная компоновка горелок является наиболее простой и удобной в эксплуатации. Пылепроводы и воздуховоды к горелкам получаются одинаковой длины, более короткими, распределение пыли и аэросмеси по горелочным устройством более равномерное. Негативной стороной такого способа сжигания является повышение потерь д4, неустойчивое воспламенение аэросмеси, слабое заполнение факелом топочного объема, затягивание факела по длине и, как следствие, повышенная теплогидравлическая разверка в экранных трубах.

При встречной компоновке горелок зажигание топлива стабилизируется, выгорание интенсифицируется. Такая компоновка характерна для котлов большой мощности, когда необходимое число горелок нельзя разместить на одной стене.

За счёт соударения встречных горелочных струй повышается тепло- и массообмен в ЗАГ, повышается температура в центре топки. К достоинствам данной схемы следует отнести выравнивание тепловосприятия топочных экранов (снижение теплогидравлической разверки) [20].

г-

Г"

Г"

а) б) в) г)

Рисунок 1.3 - Варианты компоновки горелок в котлах с ТШУ

а) фронтальная; б) встречная; в) тангенциальная; г) встречно-смещённая.

В случае тангенциальной компоновки горелки устанавливают по углам топочной камеры таким образом, чтобы каждая горелка была направлена тангенциально к условному телу вращения в центре топке. Взаимодействие горелочных струй в таком случае приводит к образованию вихревого подъемного движения факела. Факел хорошо заполняет топочный объем, обеспечивается интенсивное перемешивание аэросмеси с горячими дымовыми газами. Такая компоновка налагает ограничения на форму сечения топки - соотношение ширины и глубины топки ат/Ьт = 1^1,2 [20].

Организация ЖШУ требует ликвидации холодной воронки, вместо неё под топки выполняется горизонтальным или слабонаклонным. В этом случае задача

ставится принципиально обратной предыдущему варианту - необходимо максимально уменьшить теплоотдачу излучением из ядра факела. Нижняя часть топки покрывается огнеупорной тепловой изоляцией, горелки располагают невысоко над подом (иногда с наклоном вниз). Температура газов в этой зоне должна быть на 150-200°С выше температуры нормального жидкотекучего состояния шлака 0«.ж = t3 + (50^100°С)) [20].

Для создания более благоприятных условий удаления жидкого шлака топку разделяют пережимом на камеру сгорания и камеру охлаждения. Пережимы образованы сужением и расширением экранов фронтовой и задней стены и препятствуют интенсивной радиационной теплоотдаче из ЗАГ в камеру охлаждения. Этим достигается повышенная температура в камере сгорания, происходит более устойчивое воспламенение. Степень выгорания топлива в камере сгорания превышает 90% [10]. В полуоткрытых топках достигаются высокие тепловые напряжения объёма (170^230 кВт/м3), доля удаляемой в виде шлака золы составляет 15^40%.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Каверин Александр Александрович, 2018 год

// ■ / /

О 1 2 3 4 5 »л 6

Рисунок 1.14 - Экспериментальная зависимость комплексной эффективности работы котлов на кузнецком угле от величины конструктивно -

режимного параметра зажигания 1 - котлы Т1111-210А при ЖШУ и подсветке мазутом, ТЭЦ-22; 2 - осредненные данные по котлам ПК-10 Южно-Кузбасской ГРЭС, уголь ТР; 3 - котел БКЗ-220-100Ф (ст. №17) Кузнецкой ТЭЦ, тангенциальные горелки, прямое вдувание, ступенчатое сжигание, уголь ГР; 4 - котел

БКЗ-210-140Ф (ст. № 6) Западно-Сибирской ТЭЦ, тангенциальные горелки, ступенчатое сжигание, уголь ГР; 5 - котел ТП-10 (ст. №7) Томь-Усинской ГРЭС, тангенциальные горелки, ступенчатое сжигание, уголь ГРОК; 6 - котел БКЗ-210-140Ф (ст. № 5) Западно-Сибирской ТЭЦ, ступенчатое сжигание в И-образном факеле при фронтальных горелках, уголь ГР; 7 - котел К-50-14-250 (ст. №2) котельной г. Таштагол, ступенчатое сжигание в системе И-образных факелов при встречно-смешенной компоновке горелок и сопл, прямое вдувание, уголь ГР.

Важную роль играет способ расположения канала аэросмеси прямоточной горелки. Более эффективным с точки зрения воспламенения и выгорания топлива является внешняя подача аэросмеси, т.к. в данном случае аэросмесь взаимодействует с горячими топочными газами напрямую, без воздушного «экрана» (как в случае с внешней подачи вторичного воздуха).

Ь/Ъ

Рисунок 1.15 - Зависимости периметра зажигания от формы плоского канала пылеугольной горелки

Зажигательный пояс в зоне воспламенения и активного горения топлива применяется при сжигании малореакционных топлив (тощий уголь, антрацит) и при организации жидкого шлакоудаления [21]. Однако, для повышения устойчивости воспламенения низкосортных углей с низкой теплотой сгорания, таких как угли марки Б1, и снижения потерь с механическим недожогом идея с зажигательным поясом вполне приемлема. Принцип зажигательного пояса заключается в ошиповке части поверхности топочных экранов в зоне пылеугольных горелок и их покрытии огнеупорной обмазкой [49], что позволяет снизить теплоотдачу из зоны активного горения поверхностям нагрева и повысить температуру факела на 100 - 150оС.

1.5 Выводы по первой главе, постановка задачи исследования

1. За последние 70 лет в России и мире разработано большое количество специальных топочных конструкций, отличных от традиционных. Ни одна из этих конструкций не доказала своей применимости для сжигания низкосортных топлив угрубленного помола с приемлемыми показателями по q4 и выбросам КОх. Каждая имеет сопутствующие недостатки в виде необходимости уменьшать

тонкость помола топлива, или необходимости организации дорогостоящей разомкнутой сушки, или высоких потерях q4 или повышенных выбросах КОх.

2. Способ компоновки горелок и воздушных сопл содержит огромный потенциал в плане повышения эффективности выгорания твёрдого топлива. Вопросам применения комбинированных схем сжигания, в отечественной и зарубежной литературе уделено недостаточное внимание, что делает эту проблему актуальной. Под комбинированными схемами автор подразумевает схемы, отвечающие следующим условиям: применение прямоточных горелок и воздушных сопл; наклон горелок и сопл вниз; компоновка горелок и сопл, отличная от общепринятых традиционных; ступенчатое сжигание топлива; твёрдое шлакоудаление.

3. Сжигание сильнозабалластированных топлив (^+Ар>60-70%), осложняется их низкой теплотой сгорания, так что значительная часть выделяющейся теплоты теряется на нагрев балласта и зажигание факела становится неустойчивым. Повышение интенсивности выгорания данных углей можно достичь совершенствованием системы пылеприготовления, конструкцией горелочных устройств, оптимизацией компоновки горелок и сопл, организацией нижнего дутья и т.д. Таким образом необходимо применение комбинированных схем сжигания включающих в себя целый ряд приведённых выше технологических мероприятий.

4. Высоковлажные бурые угли сжигаются, как правило, в схемах с мельницами-вентиляторами, в которых на выходе образуется грубая пыль с Я90=40-60% и на первый план выступает задача повышения устойчивости воспламенения топлива и снижения потерь с мехнедожогом. Высокозольные каменные угли для эффективного их использования сжигаются с достаточно низкой тониной помола (Я90=15-20%) и повышенными температурами в зоне активного горения. Поэтому на первый план выходит снижение расхода электроэнергии на собственные нужды за счёт угрубления помола и снижение уровня выбросов токсичных веществ в атмосферу.

На основании результатов проведённого анализа определены задачи и последовательность диссертационного исследования:

1. Создать численную модель топки в программе ANSYS Fluent для вариантов сжигания высоковлажного тюльганского угля в топке котла ТП-14А и высокозольного экибастузского угля в топке котла П-57. Подобрать настройки, провести верификацию и валидацию численной модели.

2. Для усовершенствования технологии факельного сжигания высокозольных каменных углей угрубленного помола выполнить серию вариантных численных расчётов для комбинированных схем сжигания экибастузского угля на базе котла П-57.

3. Разработать регрессионную прогнозную модель выгорания экибастузского угля.

4. Разработать комбинированную схему сжигания на базе котла ТП-14А, позволяющую устойчиво сжигать высоковлажный тюльганский уголь марки Б1 без "подсветки" факела газом.

5. Для разработки комплексной схемы модернизации котла ТП-14А выполнить серию вариантных численных расчётов предварительной сушки тюльганского угля в сушильной шахте.

6. Выполнить расчёт экономического эффекта внедрения комбинированных схем сжигания для котла П-57 и ТП-14А.

2. ОПИСАНИЕ МЕТОДИКИ ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ.

ВЕРИФИКАЦИЯ И ВАЛИДАЦИЯ ЧИСЛЕННОЙ МОДЕЛИ ТОПКИ ДЛЯ СЛУЧАЕВ СЖИГАНИЯ ЗАБАЛЛАСТИРОВАННЫХ ТОПЛИВ

Как было указано в п. 1.5 исследование выгорания низкосортных топлив выполняется с помощью численного моделирования топочной камеры, предполагающего выполнение серии вариантных расчётов для комбинированных схем сжигания экибастузского и тюльганского угля. В данной главе приводится описание использованной численной модели топки, верификация результатов моделирования, подбор настроек для численной модели в программе ANSYS Fluent для вариантов сжигания высоковлажного тюльганского угля в топке котла ТП-14А и высокозольного экибастузского угля в топке котла П-57 на основе данных испытаний указанных котлов.

Достигнутый уровень аппаратного и программного обеспечения позволяет использовать метод численного моделирования с достаточной точностью. Одним из главных его достоинств является возможность исследовать особенности аэродинамики, теплообмена и горения топлива внутри топки не прибегая к дорогостоящему физическому моделированию или натурным испытаниям, а также моделировать такие режимы работы топки, которые осуществить при натурных испытаниях на действующем оборудовании не представляется возможным. Численное моделирование является эффективным и апробированным инструментом при проработке предпроектных конструкторских решений по модернизации котельного оборудования [50], оптимизации режима [51] или для поиска и устранения проблем в его работе [52].

Численное моделирование, не смотря на свои очевидные преимущества, базируется на значительном количестве допущений и эмпирических констант, полученных для конкретных условий. Это касается, как моделей турбулентности, так и теплообмена и горения. Поэтому использование вычислительной

гидродинамики (ВГД) в качестве метода исследования требует проверки достоверности результатов численных расчётов для исследуемых условий работы.

Проверка достоверности численной модели выполняется с помощью известных процедур - верификации и валидации. В общем случае, в технике или системе менеджмента качества, под верификацией понимают подтверждение того, что установленные требования были выполнены. Валидация более узкое понятие и означает подтверждение того, что требования, предназначенные для конкретного использования или применения, выполнены [53].

Применительно к проверке качества численных моделей, верификация предполагает оценку порядка сходимости численных решений и чувствительности алгоритма дискретизации к различным неопределённостям, в частности к изменению размеров ячеек разностной сетки, а валидация численного моделирования предполагает сопоставление результатов расчётов с экспериментальными данными и отвечает на вопрос "является ли численное решение физически корректным?" [54].

Во второй главе настоящей работы проводится анализ сходимости численной модели, чувствительности алгоритма дискретизации к качеству разностной сетки и сравнение результатов моделирования топки с данными испытаний котла и результатами теплового расчёта по нормативному методу.

2.1. Описание математической модели топочной камеры

На протяжении последних десятилетий в мире ведутся активные разработки в области создания и совершенствования интегрированных программных комплексов ВГД. В настоящее время их уровень развития достиг той стадии, что проведение численного эксперимента стало стандартом при выполнении проектных и исследовательских работ. На мировом рынке появилось значительное количество программных комплексов ВГД, имеющих, как правило, модульную структуру, удобный графический интерфейс и

широкий набор инструментов для создания и импортирования трехмерных объектов, построения расчётных сеток, задания граничных условий и исходных данных [50], [55].

В России получили популярность и применяются такие коммерческие программные комплексы, как STAR-CD/STAR-CCM+, ANSYS Fluent, ANSYS CFX, FlowVision, Gas Dynamics Tool, SigmaFlow, Fire 3D и др. Первые три пакета (STAR-CD/STAR-CCM+, Fluent, CFX) по уровню полноты реализуемых физических и математических моделей являются программами «тяжелого класса», предназначенными для решения широкого круга задач гидрогазодинамики и теплообмена. Помимо большой базы предусмотренных моделей приведённые выше пакеты предоставляют возможность пользователю самостоятельного выбора разностных схем и алгоритмов, а также их параметров, создавать разностные сетки со смешанным типом ячеек (гексаэдры, призмы, тетраэдры и др.), предусматривают возможность пользовательского программирования. Они поддерживают большинство форматов трёхмерных моделей и сеток, созданных в сторонних программах [56].

В случае численного анализа внутритопочных процессов, наибольший перевес имеет программный продукт ANSYS Fluent, апробированный в решении задач самого широкого класса - от пылеугольных котлов малой и средней мощности до котлов с ЦКС. На основании приведённых выше соображений предпочтение в этой работе отдано этому программному продукту.

Принятая математическая модель топки включает в себя следующую систему уравнений [57]: уравнение неразрывности (сохранения массы); уравнение сохранения энергии; уравнение сохранения количества движения; уравнения переноса химических реагентов и продуктов реакции (уравнения диффузии); уравнение переноса лучистой энергии; уравнения состояния; уравнения для дискретной фазы.

Согласно принятому подходу, теплообмен и горение в газовой фазе представляются на основе Эйлерова способа описания, т.е. используются стационарные пространственные дифференциальные уравнения баланса массы,

количества движения, концентраций газовых компонентов и энергии для газовой смеси. Лагранжев подход применяется для описания движения и тепломассообмена одиночных частиц топлива и золы вдоль их траекторий с учетом обратного влияния дисперсной фазы на несущую среду [58]. Уравнение неразрывности для газовой среды:

д

(р«) -0, (2.1)

где х. - пространственная координата; р - плотность газа; и. - .-я компонента вектора скорости.

Для решения задач движения жидкости и газа используется уравнение Навье-Стокса (уравнение сохранения количества движения) [59]:

д , ч др д -(р«.«) ---+-

дх. дх дх]

И

ди, ди1 9 ди + — 5ц — ^ дху дх. 3 дх J

Ж, (2.2)

где индексы . и Ц соответствуют произвольным элементам единичной матрицы; р - статическое давление; л - коэффициент динамической вязкости газа; дц -символ Кронекера.

Уравнение сохранения энергии:

V• (у(рЕ + р)) = V• (к^Т-+ (V ■ V)) + й; (2.3)

ц

р

где V - средняя скорость газа; Е - И -— + —; к - энтальпия газа; ке// -

Р 2

эффективный коэффициент теплопроводности (учитывает турбулентность потока); ^ - поток ]-го вещества, переносимого диффузией; Те// - тензор девиаций напряжения; 8к - теплота химических реакций и других источников.

Уравнение переноса вещества диффузией:

= (2.4)

где У. - массовая концентрация 1-го вещества; Я - результирующая скорость образования 1-го вещества за счёт химических реакций; - скорость образования 1-го вещества из дискретной фазы, а так же плюс источники, задаваемые пользователем.

Диффузия вещества в турбулентном потоке подсчитывается по формуле:

J: =

РЦ,„

А Sc

VY - Dt ,

t j

VT —;

(2.5)

Sc =

A

где Dim - коэффициент диффузии для i-го вещества в смеси; ' PDt -турбулентное число Шмидта; DTi - коэффициент термической диффузии i-го вещества; лt - турбулентная вязкость; Dt - коэффициент турбулентной диффузии.

При выполнении работы использовалась k-s-модель турбулентности, одним из главных достоинств которой является применение пристеночных функций для моделирования пограничного слоя [60]. В качестве модификации модели турбулентности применялись standard и realizable k-s-модели в зависимости от сложности течения. Realizable k-s-модель предназначена для сложных течений, где имеют место высокоскоростные, сильно закрученные потоки или вихри [61]. Standard k-s-модель более экономична, устойчива, достаточно точна [62]. В данном случае появляются два дополнительных уравнения: уравнение переноса турбулентной кинетической энергии k и уравнение переноса скорости диссипации кинетической турбулентной энергии s [59]:

dx,.

( рЧ- )

д

дх,.

дх.

(P£Uj):

д

дх.

Ц +

Ht

Ц + ^

О

Л

дk

к j^xj

+ Gk + Gb - Pe - Ym + s

k

де

'e J9XJ

е 2 е

+ pQSe - pC2--¡= + C1 — CG + S„

к + V ve к

(2.6)

(2.7)

где / - коэффициент динамической вязкости; - коэффициент турбулентной вязкости; ок, ае - турбулентные числа Прандтля для к и е соответственно; Ок и Оь -генерация турбулентной кинетической энергии, вызванная градиентом скоростей и подъемной силой соответственно; Ум - величина, определяющая вклад распространения пульсаций в общую скорость рассеяния; 5 - тензор напряжения;, С1е,С2, - эмпирические константы; у - коэффициент кинематической вязкости; С3е - переменная, зависящая от скорости и степени турбулентности потока; 5к, 5 -источниковые члены, задаваемые пользователем; С1=шах{0.43; п/(п+5)}; п=5к/е.

Задача движения частиц топлива решается в постановке Лагранжа. Такой подход позволяет достаточно просто моделировать движение полифракционных частиц [58]. При вычислениях применялась модель Discrete Phase Model (DPM) с законом трения между частицами и газом Spherical. В данном случае траектории движения твердых частиц рассчитываются путем интегрирования уравнения, полученного из 2-го закона Ньютона [59]:

ди „ _ „ , , g(p^-p) , е п 0ч

—f = FD(u-u ) +-р--+ F, (2.8)

dt Pp

где йр -скорость частицы; FD(u-up) - сила трения между частицей и газом, приведенная к массе частицы; й -скорость газа; g - ускорение свободного падения; р/; - плотность частицы; р - плотность газа; F - остальные силы, действующие на частицу.

Уравнение энергии для инертной твёрдой частицы:

dT

mc.

pc л = hApT " Tp)+£pM($R - Tp4); (2.9)

где h - коэффициент теплоотдачи конвекцией; mp - масса частицы, cp -удельная теплоёмкость частицы; Tp - температура частицы; Tю - локальная температура газовой фазы; Sp - излучательная способность частицы; Ap - площадь поверхности частицы; а = 5,67-10-8 Вт/(м2*К4) - постоянная Стефана-Больцмана; 3r - температура излучения.

Горение частицы можно разделить на этапы: нагрев инертной частицы топлива, выход водяных паров, выход и горение летучих, выгорание коксового остатка. Горение летучих и их процентное содержание в топливе определяет скорость воспламенения коксового остатка и горения топлива в целом. Модель Single Kinetic Rate определяет начало и скорость выхода летучих. Для вычисления константы скорости kv в этой модели необходимо задать значения предэкспоненциального множителя и энергии активации. В данном случае при каждом выполнении DPM-итерации при расчёте траекторий частиц добавляется следующее уравнение [59]:

dmr

p

dt

= к

mp-(1 - fv о )(1 - fwo) mp о ], (2.10)

где kv - константа скорости химической реакции; mp - масса частиц; fv 0 -начальная массовая доля летучих в частице; fw 0 - начальная массовая доля влаги в частице; mp 0 - начальная масса частицы.

Модель выгорания кокса The Kinetic/Diffusion Surface Reaction Rate является диффузионно-кинетической моделью горения. Для этой модели необходимо задать константы, определяющие скорость диффузии D0 кислорода к поверхности частицы и кинетику химической реакции (предэкспоненциальный множитель и энергию активации). Механизм горения кокса принят двухступенчатым: сначала углерод окисляется до монооксида углерода СО (что соответствует стехиометрическому отношению цс: ц02 = 0,75), а затем СО

доокисляется до СО2 гомогенной реакцией. При этом уравнение горения кокса имеет вид [59]:

^ = ^, (2.11) dt pp°xD0 + K' ( )

где Ар - площадь поверхности частицы; p°x - парциальное давление окислителя в газовой смеси, окружающей частицу; K -скорость химической реакции.

Важным этапом является выбор подходящей модели горения газовых компонентов. В практике моделирования топочных камер широко применяются модель Non-Premixed Flames [63], [64] основанная на построении pdf-таблиц и кинетическо-диффузионная модель Finite-Rate/Eddy-Dissipation. В данной работе предпочтение отдано второй модели, т.к. модель Non-Premixed Flames применима только для диффузионного горения.

Радиационный теплообмен в двухфазном потоке представляется в рамках P1 приближения метода сферических гармоник, который показывает хорошие результаты применения к пылеугольным топкам [65]. Достоинством этого метода является его хорошая совместимость с методами расчета аэродинамики и теплообмена. Модель излучения P1 состоит из одного уравнения [59]:

' оТ4

п р

У(АУО) + 4п ап2-+ Е - (а + а )О = 0, (2.12)

где А =-1-; а - коэффициент поглощения газа; а„ - коэффициент

3( а + ар + ° р)

поглощения частиц; ар - коэффициент рассеяния частиц; п - показатель преломления среды; О - падающее излучение; о - постоянная Стефана-Больцмана; Т - температура газов; Ер - радиационное излучение частиц.

Моделирование образования оксида азота N0 складывается из трёх составляющих: термические, быстрые и топливные. Образование термических N0x принимается по механизму Зельдовича, быстрых по механизму Фенимора. При сжигании углей превращение топливного азота в N0 происходит через промежуточные вещества: для каменных углей преимущественно через синильную кислоту HCN [66]; для низкосортных топлив, таких как лигнит или бурые угли реакция протекает через HCN и аммиак ^ЫН3 с примерно десятикратным преобладанием ^ЫН3 [59]. Поэтому при моделировании горения экибастузского угля промежуточным веществом принимаем НС^ а при моделировании тюльганского угля принимаем ^ЫН3.

Частичное восстановление N0, происходящее за счёт ступенчатого сжигания топлива (ребёрнинга) принимается через реакции [67]:

N0 + СН ^ продукты.

2.2 Верификация и валидация численной модели топочной камеры при сжигания высоковлажного бурого угля в котле ТП-14А

2.2.1 Описание котла ТП-14А Кумертауской ТЭЦ

В качестве первого объекта исследования был выбран паровой котел ТП-14А (ст. №9) Кумертауской ТЭЦ (рисунок 2.1.). Котел Е-220/100 (ТП-14А) -

однобарабанный, водотрубный, с естественной циркуляцией и двумя ступенями испарения, имеет П-образную компоновку. Основные характеристики парового котла представлены в таблице 2.1.

Таблица 2.1 - Паспортные характеристики котлоагрегата ТП-14А

№ п/п Характеристика Значение

1 Паропроизводительность 220 т/ч

2 Давление в барабане 110 кгс/см2

3 Давление перегретого пара 100 кгс/см2

4 Температура перегретого пара 540 °С

5 Температура питательной воды 215 °С

6 Температура уходящих газов (газ) 119 °С

7 Температура уходящих газов (уголь) 164 °С

Рисунок 2.1 - Схема котла ТП-14А

1 - топочная камера; 2 - газозаборная шахта; 3 - бункер сырого угля; 4 - пылеугольные горелки; 5 - пылепровод к горелкам; 6 - питатель сырого угля; 7 - течка сырого угля; 8 - короб горячего воздуха; 9 - сепаратор; 10 - шлакоприемный бункер; 11 - мельница-вентилятор.

Топочная камера имеет призматическую форму с размерами в плане 9912х7160 мм. Объем топочной камеры 1222 м3, теплонапряжение топочного объема 1213х103 ккал*м3/час. Стены топочной камеры экранированы испарительными трубами диаметром 60х5 мм (сталь 20) с шагом 64 мм. На фронтовой стене топки установлены четыре пылеугольные щелевые горелки (рисунок 2.2) производительностью 18 т/ч по бурому углю, на боковых стенах на отметке 10 м расположены четыре газомазутные горелки (рисунок 2.3) по две на каждой стене.

а)

А-А повёрнуто

Г| 350 мм / 160 мм

- < >

< 1

... м /

< 1

/ \ \ (

г' о 053 / 160 мм

б)

Рисунок 2.2 - Эскиз Пылеугольной щелевой горелки а) продольный разрез; б) сечение А-А.

Рисунок 2.3 - Газовая вихревая горелка

Котлы ТЭЦ спроектированные на сжигание угля марки Б1 Бабаевского месторождения работают на бурых углях марки Б1 Тюльганского месторождения, как наиболее близкого по составу к бабаевскому углю. Характеристики тюльганского и бабаевского угля представлены в таблице 2.2.

Таблица 2.2 - Характеристики тюльганского и бабаевского угля

№ п/п Характеристика Обозначение Тюльганский уголь Бабаевский уголь

1 Влажность на рабочую массу Wtг, % 52,2 52

2 Зольность на рабочую массу Аг, % 16,5 9,6

3 Общая сера (на сухую массу) ЯД % 0,34 1,46

4 Содержание углерода на горючую массу С", % 66,1 69,5

5 Содержание водорода на горючую массу Н", % 6,6 8,3

6 Содержание азота на горючую массу % 0,8 0,5

7 Содержание кислорода на горючую массу О", % 26,2 21,6

8 Выход летучих на горючую массу У", % 65,2 65

9 Низшая теплота сгорания на рабочую массу 0^, МДж/кг 7,01 9,38

Для котлов ТП-14А при работе на тюльганском угле характерны следующие проблемы:

- неустойчивое воспламенение и горение твердого топлива без подачи высокореакционного топлива в корень факела;

- повышенные потери с мехнедожогом при увеличении доли угля;

- проблемы с перегревом пара котла из-за низкой температуры на выходе из топки при отключении двух крайних мельниц;

- превышение нормативного значения удельных выбросов оксидов азота (320 мг/м3 [68]) в атмосферу;

- значительная тепло-гидравлическая разверка в экранных и пароперегревательных поверхностях нагрева при неполном составе работающих мельниц.

Работа топочной камеры характеризуется выпадением значительной доли крупной угольной пыли в холодную воронку и повышенному содержанию горючих в шлаке. Помимо этого горелочные струи оказывают динамическое давление на экраны задней стены, что приводит к их шлакованию.

2.2.2 Построение разностной сетки и оценка сходимости численной

модели

Для выполнения численного моделирования необходимо создать 3Э модель топочной камеры с выходными сечениями горелок и газозаборных шахт. Основные размеры для построения геометрической трёхмерной модели топки взяты из чертежей котла, пылесистемы и горелок. Эскиз топки парового котла ТП-14А представлен на рисунке 2.4.

Сбросная пылеугольная горелка располагается на одной оси с основной горелкой на отметке 13,4 м и представляет собой канал прямоугольного сечения с размерами 820х640 мм. Основные горелки установлены с наклоном вниз на 20° к горизонтали, сбросные горелки установлены перпендикулярно фронтовой стене (без наклона).

Для построения трехмерной модели топки использовался программный комплекс Solid Works [55]. Геометрическая 3D модель разбивалась на конечное число элементов - ячеек расчетной сетки. Для построения гибридной сетки использовался сеточный генератор ANSYS ICEM CFD [69].

В ANSYS Fluent используется метод пространственной дискретизации: Метод конечных объемов CV-FVM (control-volume-based finite volume method) с расчетом неизвестных величин в центре ячеек. В данном методе грани трехмерного контрольного объема совпадают с гранями ячейки исходной сетки и расчетным узлом является центр геометрической ячейки. Таким образом, величины описывающие среду на границах этого объема будут интегрированы по всему объему, будут иметь высокую точность решения.

а) б) в)

Рисунок 2.4 - Основные размеры топочной камеры парового котла ТП-14А

для создания 3D модели а) вид на фронтовую стену; б) вид на боковую стену; в) выходное сечение основной

пылеугольной горелки.

Важным этапом верификации численной модели является проверка её сеточной чувствительности. Для этого один и тот же вариант расчёта решается для сеток с увеличивающимся числом ячеек, после чего сравниваются полученные результаты по основным показателям работы объекта исследования

и делается вывод об устойчивости расчётной схемы и приемлемом измельчении разностной сетки.

Валидация модели основана на сравнении результатов численного расчёта с результатами теплового расчёта топки по нормативному методу и результатами испытаний котла ТП-14А, выполненных в 2016 году на котле ст. №9 Кумертауской ТЭЦ при сжигании газа и смеси топлив (природный газ совместно с углём).

Исследование сеточной чувствительности выполнялось для номинального режима работы при разностных сетках с общим количеством ячеек 1 млн., 1,5 млн. и 2 млн. шт. Сетка неструктурированная из тетраэдоров, в пристенной области выполнялось три слоя призматических ячеек размером 20 мм.

На рисунке 2.5а показана расчетная сетка на топочной камере парового котла. Суммарное количество элементов - ячеек расчетной сетки составило 1 017 887, 1 441 064 и 2 001 576. На рисунке 2.5б показана расчетная сетка вблизи газовой горелки Г-1.

а) б)

Рисунок 2.5 - Расчетная сетка а) фрагмент боковой и фронтовой стен; б) вблизи газовой горелки Г-1.

Состав природного газа, сжигаемого на станции: C0=0; H2=0; H2S=0; CH4=96,9%; C2H6=1,56%; СзН8=0,52%; С4Ню=0,1%; C5H12=0,016%; 02=0,012%; N2=0,73%.

Исходными данными для моделирования режима при совместном сжигании бурого угля марки Б1 Тюльганского месторождения и природного газа служили данные испытаний котла (таблица 2.3). Результаты численного моделирования сравнивались с результатами теплового расчета топки котла по нормативному методу (температура на выходе из топки 0"т), а также с данными испытаний (потери с мехнедожогом д4, концентрация оксидов азота КОх и концентрация СО в дымовых газах).

Кинетические константы выхода летучих и горения кокса бурого угля приняты из [70] для углей марки А, далее их изменением добивались отклонения значения потерь от полученных по данным испытаний не более 10%. Итоговые значения констант и энергий активаций: ка=2-105 с-1; Ба=67-103 кДж/кмоль; кс=0,0053 кг/(м2сПа); Бс=8Э,7-103 кДж/кмоль. Константа скорости диффузии С1 остаётся по умолчанию равной 5 10-12. Тонкость помола соответствовала значению остатка на сите 90 мкм Я90=55% и коэффициенту полидисперсности п=0,9. Доля рециркуляции топочных газов определена по результатам теплового расчета пылесистемы [41] и составила г=14^21%. В исследованных режимах в работе находилось 2 из 4 пылесистем, 2^3 из 4 газовых горелок. Доля газа в общем тепловыделении котла варьировались в диапазоне 37^60%. Количество сушильного агента, поступающего в основные горелки принято: 1=35%, угольной пыли: £=85%. Состав тюльганского угля приведён в таблице 2.2. Сведения по распределению организованного воздуха в топку на номинальном режиме работы приведены в таблицу 2.4.

В модели приняты следующие характеристики угля: плотность сухого угля 483 кг/м3; теплоёмкость сухого угля 1,256 кДж/(кг*К); коэффициент набухания коксовых частиц 1; стехиометрический коэффициент 1,33; коэффициент поглощения 0,9; коэффициент рассеяния 0,6; теплота поверхностной реакции коксовой частицы 9,12 МДж/кг. Фракционный состав задавался по уравнению Розина-Раммлера по 10 фракций на каждую горелку. Для топочных газов задавались постоянные вязкость газов 610-6 кг/(м*с); коэффициент теплопроводности 0,125 Вт/(м*К); плотность средневзвешенная по компонентам

для идеального газа; коэффициент поглощения средневзвешенный по компонентам для серых газов; коэффициент поглощения 0,1.

Таблица 2.3 - Исходные данные для численного моделирования совместного сжигания в паровом котле природного газа и бурого угля марки Б1 на

номинальном режиме работы

№ п/п Параметры Значение размерность

1 Расход угля 9,311 кг/с

2 Теплота сгорания угля 7,327 МДж/кг

3 Расход газа 3,167 м3/с

4 Теплота сгорания газа 34,3 МДж/м3

5 Теоретический объем воздуха для угля 2,119 нм3/кг

6 Теоретический объем воздуха для газа 9,667 нм3/нм3

7 Доля газа по теплу 0,6

8 Количество газа на 1 кг угля 0,32 м3/кг

9 Теоретический объем воздуха для смеси 5,212 нм3/кг

10 Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки 1,25 -

11 Секундный теоретический объем воздуха в топку 48,53 нм3/с

12 Секундный действительный объем воздуха в топку 60,67 нм3/с

13 Массовый расход воздуха в топку 78,44 кг/с

14 Расход угольной пыли на горелки 5,934 кг/с

15 Массовый расход газов на входе в трубу сушилку 13,00 кг/с

16 Воздух в сушильном агенте 9,915 кг/с

Таблица 2.4 - Баланс воздуха в топочной камере на номинальном режиме

№ п/п Параметры а V, нм3/с G, кг/с

1 Первичный воздух 0,194 9,42 12,17

2 Вторичный воздух 0,326 15,82 20,46

3 В газовые горелки 0,53 25,72 33,26

4 Отключенные пылеугольные горелки 0,15 7,28 9,41

5 Отключенные газовые горелки 0,05 2,43 3,138

6 Суммарное значение 1,25 60,67 78,44

Граничные условия на стенке задавались смешанными (Mixed). Коэффициент теплоотдачи рабочей среде а2=38,5 кВт/(м2°С), температура влажного пара в трубах ts=314°C; степень черноты стенок 0,8. Граничные условия выходов (выходное окно и газозаборные шахты) задавались как Outflow, в

которых вручную задавались доли уходящих газов: для выходного окна 0,863; для газозаборных шахт 0,068. Совпадение по температурам газов на выходе из топки (расхождение не более 30°С) достигалось изменением степени черноты экранов (0,8 - оптимальное для всех исследованных режимов).

При моделировании образования NO приняты следующие настройки: промежуточное вещество NH3; массовая доля азота в летучих 0,0086; степень конверсии азота в летучих 1; массовая доля азота в коксе 0,0069; степень конверсии азота в коксе 1 ; влияние турбулентных пульсаций принималось с учётом варьирования температуры с коэффициентом максимальной локальной температуры равным 1,07; в качестве эквивалентного типа топлива при моделировании ребёрнинга принят CH4. Используется допущение о частичном равновесии для концентрации атомов кислорода [О]. Параметр BET принят равным 15000 м2/кг.

Описанная в п.2.1 система сеточных решалась итерационным явным методом Булеева. При расчете согласованных полей скорости и давления применялась процедура SIMPLE [59]. При проведении расчетов был выбран второй порядок пространственной дискретизации. Все подрелаксационные коэффициенты оставлялись по умолчанию, за исключением коэффициента для источника дискретной фазы. При учёте в модели DPM излучения с поверхности частиц решение теряет устойчивость. Варианты решения данной проблемы достаточно подробно описаны в [71]. Для повышения устойчивости решения URF для Discrete Phase Source уменьшался до 0,1.

Расчет выполнялся до тех пор, пока значения невязки по уравнению неразрывности не достигали порядка 10-3, по уравнению энергии порядка 10-6, а небаланс по массовым расходам модели достиг порядка 10-4 кг/с и по полной энергии модели порядка 104 Вт. Помимо этого, отслеживались температура газов на выходе из топки и сумма выгоревшего кокса в объёме топки, как дополнительные критерии сходимости. Расчёт считался установившимся при колебаниях температуры на выходе из топки не более ±5°С и суммы выгоревшего кокса ±0,01 кг/с.

Указанные порядки невязок, небаланса и стабилизация температуры на выходе из топки и величины выгоревшего кокса достигались при выполнении 1000-1500 итераций для всех разностных сеток. Сравнение результатов моделирования для разной степени измельчения сетки приведены в таблице 2.5.

На основании результатов расчетов был сделан вывод, что размер сетки с количеством ячеек 1 млн. обеспечивает необходимую точность расчета, и дальнейшее измельчение сетки является нецелесообразным.

Таблица 2.5 - Результаты моделирования процесса горения природного

газа, при различном количестве ячеек генерируемой сетки, номинальный режим.

Параметр Количество ячеек сетки

1 017 887 1 441 064 2 001 576

Макс. значение коэффициента относительного удлинения (aspect ratio) 14,3 7,6 7,9

Мин. значение ортогонального качества 0,15 0,27 0,29

Сред. коэффициент роста объёма ячеек 1,51 1,59 1,6

Макс. значение коэффициента перекоса (skewness) 0,96 0,92 0,9

Температура на выходе из топочной камеры, °С 957 956 960

Среднее статическое давление на выходе из воздушных каналов пылеугольных горелок, Па 135 138 137

Тепловосприятие топочных экранов, МВт 86,2 86,8 86,0

2.2.3 Сопоставление результатов моделирования с данными испытаний

Валидация численной модели предполагает сравнение результатов моделирования топки котла ТП-14А с традиционными горелками и существующей схемой сжигания с результатами расчета топочной камеры по нормативному методу [72] при нескольких режимах работы.

Сопоставление результатов численного моделирования для трёх режимов работы (паропроизводительность Впе=220 т/ч, Впе=160 т/ч, Впе=110 т/ч) с данными испытаний котла и результатами теплового расчёта представлены в таблице 2.6. Сравнение проводилось по четырём параметрам: потерям с мехнедожогом,

концентрациям оксидов азота NOx и монооксида углерода СО, а также по температуре на выходе из топки.

Температура на выходе из топки, концентрация NOx, концентрация СО определялись в программе ANSYS Fluent как осреднённые по массе в выходной плоскости модели, соответствующей входной плоскости в ширмовый пароперегреватель. Температуры на выходе из топки рассчитывались по нормативному методу. Проверка локальных температур в топке не проводилась, т.к. это не входило в задачу исследованию - проверку эффективности выгорания низкосортного топлива и образования оксидов азота.

Таблица 2.6 - Результаты численного моделирования совместного сжигания природного газа и угля марки Б1 в топке котла ТП-14А.

Параметр Обозначение Испытания котла Результат теплового расчета Численное моделирование

Режим Бпе=220 т/ч

Потери с механическим недожогом q4, % 1,1 - 1,2

Концентрация оксидов азота (при а=1,4) NOx, мг/нм3 340 - 370

Концентрация монооксида углерода (за пароперегревателем) СО, ppm 44 - 48

Температура на выходе из топки - 943 957

Режим Бпе=160 т/ч

Потери с механическим недожогом q4, % 1,14 - 0,9

Концентрация оксидов азота NOx, мг/нм3 250 - 223

Концентрация монооксида углерода СО, ppm 51 - 45

Температура на выходе из топки Э'Ч С - 839 863

Режим Бпе=110 т/ч

Потери с механическим недожогом q4, % 1,25 - 1,1

Концентрация оксидов азота NOx, мг/нм3 220 - 215

Концентрация монооксида углерода СО, ppm 69 - 56

Температура на выходе из топки Э"т, С - 752 728

Потери с мехнедожогом определялись по соотношению:

В О

= -к.нед • \гкокс--100% (2 13)

4 B ■ Qp + B ■ Qc , ( )

к. уг ^н с. газ ^н

где Вк.нед - массовый расход недогоревшего кокса, кг/с (определяется в ANSYS Fluent); Вк.уг - полный расход угля на котёл, кг/с; Вс.газ - расход природного газа на котёл, м3/с; QKOKC=32,66 МДж/кг - теплота сгорания кокса; Q/=7,327 МДж/кг -низшая рабочая теплота сгорания тюльганского угля; QHC=34,3 МДж/м3 - теплота сгорания газа на сухую массу.

Во время проведения испытаний топочных и горелочных устройств котельных установок допустимая погрешность определения потерь с механической неполнотой сгорания составляет ±20%, концентрации СО ±5%, концентрации NOx ±10% [73].

Рассматриваемая математическая модель показала незначительное превышение отклонений полученных результатов от допустимых погрешностей, указанных в [73] (максимальное расхождение по механическому недожогу q4 21%, по NOx 11%, по СО 12%). Максимальное отклонение температуры на выходе из топки от рассчитанной по нормативному расчету топочной камеры составило 24°С. Полученные отклонения являются приемлемыми для задач численного моделирования топочных камер энергетических котлов.

Рисунки 2.6-2.9 иллюстрируют распределение температур, скоростей и концентраций газовых компонентов в топочном объеме по результатам численного моделирования. Подробная визуализация результатов моделирования режима сведена в Приложение 2.

Анализ результатов моделирования показывает, что в исследованной схеме сжигания наблюдаются основные проблемы, характерные для схем с фронтальным расположением прямоточных горелок: вытягивание факела, задержка воспламенения топлива, динамическое воздействие факела на экраны задней стены (рисунок 2.6 а, б), слабое перемешивание аэросмеси с вторичным воздухом.

Струи пылеугольных горелок, обладающие большим импульсом, отжимают струи из газовых горелок к боковым стенам, не давая им равномерно заполнить зону активного горения (рисунок 2.7 а-в). Это приводит к значительной теплогидравлической разверке в топочных экранах.

а)

б)

в) г)

Рисунок 2.6 - Температурные поля при совместном сжигании тюльганского угля марки Б1 и природного газа на номинальной нагрузке, °С а) в осевом сечении пылеугольной горелки №4; б) в осевом сечении газовых горелок №1 и №3; в) в горизонтальном сечении на отметке 10,07 м; г) в горизонтальном сечении на отметке 15 м.

а) б) в) г)

Рисунок 2.7 - Векторы скорости при совместном сжигании тюльганского угля и природного газа на номинальной нагрузке, м/с а) на оси пылеугольной горелки №3; б) на оси газовых горелок №2 и №4; в) в горизонтальном сечении на отметке 10 м; г) на отметке 15 м, кг/м3

в)

г)

а) б)

Рисунок 2.8 - Концентрации кислорода О2 и дискретной фазы при совместном сжигании тюльганского угля марки Б1 и природного газа в продольном и горизонтальном сечении пылеугольной горелки №3 а) кислорода в продольном сечении, м3/м3; б) кислорода на отметке 10 м, м3/м3; в) дискретной фазы в продольном сечении, кг/м3; г) на отметке 10 м, кг/м3.

а)

б)

в)

г)

Рисунок 2.9 - Объёмные концентрации газовых компонентов в объёме топки при совместном сжигании тюльганского угля марки Б1 и природного газа на оси

пылеугольной горелки №3, м3/м3 а) концентрация водяного пара Н2О; б) концентрация летучих; б) концентрация монооксида углерода СО; г) концентрация монооксида азота N0

Другой особенностью, как показали результаты расчетов, является повышенное значение потерь механического недожога с провалом (~75% от суммарного мехнедожога д4). Крупные частицы угля не уносятся основным потоком газов и падают в холодную воронку, их коксовый остаток успевает сгореть менее, чем на половину до провала в шлаковый комод.

2.3 Верификация и валидация численной модели топочной камеры при сжигании высокозольного каменного угля в котле П-57

2.3.1 Описание котла П-57 Троицкой ГРЭС

Вторым объектом исследования выбран паровой котел П-57 (ст. №9) Троицкой ГРЭС Челябинской области (рисунок 2.10).

Котел предназначен для работы на высокозольных экибастузских углях в энергоблоке с турбиной мощностью 500 МВт. Котел прямоточный, сверхкритического давления, с промежуточным перегревом, однокорпусный, Т-образной компоновки, с уравновешенной тягой, с твердым шлакоудалением. Резервное топливо - мазут [74]. Основные характеристики парового котла представлены в таблице 2. 7.

Топочная камера открытая, призматическая, прямоугольного сечения с размерами по осям труб 9,84х21,84 м, экранирована вертикальными панелями радиационных поверхностей нагрева: НРЧ и СРЧ и оборудована 24 пылеугольными вихревыми горелками, расположенными встречно в два яруса на фронтовой и задней стенах топки. Панели СРЧ фронтовой и задней стен разведены в фестоны. В более поздней модификации данного котла для устранения шлакования и заноса в верхней части топки установлены двухсветные Ь-образные экраны (модификация П-57Р) [42].

Рисунок 2.10 - Эскиз котла П-57-3М

1 - ППТО; 2 - ширмы; 3 - КПВД; 4 - вторая ступень КПНД; 5 - первая ступень КПНД; 6 - переходная зона; 7 - экономайзер; 8 - молотковая мельница.

Таблица 2.7 - Паспортные характеристики котлоагрегата П-57-3М

№ п/п Характеристика Значение

1 Паропроизводительность 1650 т/ч

2 Давление перегретого пара 255 кгс/см2

3 Температура перегретого пара 540 °С

4 Расход пара на промперегреватель 1365 т/ч

5 Давление на выходе из промперегревателя 40,1 кгс/см2

6 Температура пара на выходе из промперегревателя 545 °С

7 Температура питательной воды 271 °С

Котёл имеет систему пылеприготовления с прямым вдуванием, включающую 8 молотковых мельниц с центробежными сепараторами (по четыре с фронта и задней стены). Над мельницами расположены бункеры сырого угля с питателями (ПСУ), от которых уголь по течкам поступает в мельницы. Для удаления шлака из топки установлены 4 шнековых транспортёра, максимальная производительность каждого - 7,7 т/час. Ванна шнека заполнена водой, в которую

погружен короб шлакового бункера котла для предотвращения присосов воздуха в этой части топки.

Ввиду высокой зольности экибастузского угля марки СС (44-55% на сухую массу, таблица 2.8) необходимо обеспечивать высокие температуры в зоне горения, активное перемешивание топлива с воздухом и интенсивную рециркуляцию горячих топочных газов к корню горелочной струи, чтобы зажигание топлива было устойчивым и его выгорание происходило с высокой эффективностью. Высокие температуры и подача всего организованного воздуха в зону горения приводят к повышенным выбросам оксидов азота N0*, что является серьезной проблемой при сжигании угля данной марки [75].

Для котлов П-57, работающих на экибастузских углях характерны следующие показатели при проектной тонине помола Я9о=15%: потери с мехнедожогом д4=1^3% при концентрациях оксидов азота Сдах=1000^1500 мг/м3 [42], [75]. Применение первичных мероприятий по подавлению образования N0x позволяет достичь концентраций <600 мг/м3, при этом потери с мехнедожогом превышают 2%, [43], [76] [77], [78]. Разработка схемы сжигания, удовлетворяющей как требованиям эффективного выгорания топлива, так и экологическим показателям (по выбросам N0^ является оптимизационной задачей и требует нахождения компромисса между двумя этими показателями.

Таблица 2.8 - Характеристики экибастузского угля марки СС

Массовые доли элементов, % Низшая Выход летучих веществ уг, %

Зольность Аг, % Влажность ^, % Кажущаяся плотность Рткаж кг/м3 Сг Нг 8е № Ог Удельная теплоемкость Ср, кДж/(кг-К) теплота сгорания а:, МДж/кг

38,1 4,7 1530 80,0 5,3 1,15 5,3 11,0 1,298 16,55 31

Из-за интенсивного износа деталей сепараторов котла П-57 на Троицкой ГРЭС, тонкость помола пыли увеличена до Я90 = 25-30% (при проектном остатке на сите ^90=15%) и потери тепла с механическим недожогом достигают д4=3,5% при работе на экибастузском угле. В 2013 г. ОАО "ВТИ" провело замену

горелочных устройств на котле. Изначальные вихревые горелки Подольского завода [79] были заменены на малотоксичные вихревые горелки ВТИ-ЦНИИТМАШ (рисунок 2.11). В результате замены горелок потери удалось снизить до 2,5%, а концентрацию оксидов азота N0x в дымовых газах до значений 550-750 мг/м3 (при 1200 мг/м3 до реконструкции) [77].

Рисунок 2.11 - Малотоксичная вихревая горелка ВТИ-ЦНИИТМАШ

Особенностями данной горелки является стадийный подвод воздуха, что является первым фактором снижения образования N0^ Вторым фактором является локальное снижение кислорода в зоне воспламенения угольной пыли, за счёт установки рассекателей в канал аэросмеси. В результате поток аэросмеси разделяется на 8 струй, что повышает периметр эжекции топочных газов и концентрирует частицы угольной пыли на периферии струй. Канал вторичного

воздуха разделён на внешний, в котором поток воздуха закручивается тангенциальными лопатками и внутренний, в котором поток закручивается аксиальными лопатками [77].

Несмотря на очевидные успехи по снижению q4 и N0 в результате замены горелок размол экибастузского угля требует повышенного расхода электроэнергии Эрзм = 20^25 кВтч/т, поэтому представляет интерес дальнейшее совершенствование процесса горения экибастузского угля с целью возможности повышения грубости помола Я90 при более глубоком снижении образования оксидов азота N0

2.3.2 Построение разностной сетки и оценка сходимости численной

модели

По чертежам котла П-57-3М и вихревой пылеугольной горелки ВТИ-ЦНИИТМАШ построена геометрическая 3Э модель топки котла (рисунок 2.12а). Исходными данными для верифицируемых режимов являются данные испытаний котла П-57 ст. №9 сделанных в 2016 г. для режимов Кэл=466 МВт (Впе=1530 т/ч), Кэл=425 МВт (Бпе=1390 т/ч) и Кэл=330 МВт (Бпе=1100 т/ч).

Исследование сеточной чувствительности выполнялось для номинального режима при разностных сетках с общим количеством ячеек 1,6 млн., 2 млн. и 2,5 млн. шт. Сетка неструктированная из тетраэдоров, в пристенной области выполнялось три слоя призматических ячеек размером 20 мм. На рисунке 2.12б показан фрагмент разностной сетки в области пылеугольных горелок.

Кинетические константы выхода летучих и горения кокса каменного угля приняты из [70] для углей марки С, далее их изменением добивались отклонения значения потерь q4 от полученных по данным испытаний не более 20%. Итоговые значения констант и энергий активаций: ка=2-105 с-1; Ба=67-103 кДж/кмоль; кс=0,005 кг/(м2 с Па); Бс=75-103 кДж/кмоль. Константа скорости диффузии С1 остаётся по умолчанию равной 5 10-12. Тонкость помола соответствовала

значению остатка на сите 90 мкм Л90=25,3% и коэффициенту полидисперсности «=0,9.

Рисунок 2.12 - Геометрическая модель топки котла П-57-3М а) Геометрическая 3Б модель топки котла П-57-3М; б) Разностная сетка котла П-57-3М в

зоне пылеугольных горелок.

В модели приняты следующие характеристики угля: плотность сухого угля 1525 кг/м3; теплоёмкость сухого угля 1,12 кДж/(кг*К); коэффициент набухания коксовых частиц 1; стехиометрический коэффициент 1,33; коэффициент поглощения 0,9; коэффициент рассеяния 0,6; теплота реакции на поверхности коксовой частицы 9,12 МДж/кг. Фракционный состав задавался по уравнению Розина-Раммлера по 10 фракций на каждую горелку. Для топочных газов задавались постоянные вязкость газов 610-6 кг/(м*с); коэффициент теплопроводности 0,125 Вт/(м*К); плотность средневзвешенная по компонентам для идеального газа; коэффициент поглощения средневзвешенный по компонентам для серых газов; коэффициент поглощения 0,1. В расчётных режимах в работе находилось 18^24 вихревых пылеугольных горелок (6^8 молотковых мельниц).

Состав экибастузского приведён в таблице 2.8, исходные данные для верифицируемого режима и нагрузки 466 МВт сведены в таблицу 2.9. Доля первичного воздуха определена из теплового расчёта пылесистемы, доли вторичного воздуха во внутренний и внешний каналы заданы равными авт.внут/авт.внеш=0,38/0,409; доля воздуха на охлаждение центрального воздушного канала принята равной ацв=0,05; присосы приняты равными Дат=0,02 и равномерно распределёнными по всем каналам горелок (Приложение 2). Принято, что вся влага топлива подаётся в горелки в виде пара вместе с аэросмесью, а теплота испарения оставшейся влаги (Wпл = 1,3%) учитывается при начале выхода летучих при температуре 150°С. Теплота испарения влаги задавалась как скрытая теплота при выходе летучих равная 29,64 кДж/кг.

Таблица 2.9 - Исходные данные для моделирования верифицируемого

режима 466 МВт

№п/п Величина Значение Размерность

1 Электрическая мощность 466 МВт

2 Расход топлива 79,176 кг/с

3 Расход сухого угля 75,45 кг/с

4 Теплота сгорания 16,38 МДж/кг

5 Теоретический объем воздуха 4,455 нм3/кг

6 Избыток воздуха на выходе из топки 1,15

7 Теоретически необходимый объем воздуха 352,73 нм3/с

8 Действительный объем воздуха в топку 405,64 нм3/с

9 Массовый расход воздуха 524,5 кг/с

10 Массовый расход водяного пара 3,72 кг/с

11 Плотность сухого угля 1524,80 кг/м3

12 Теплоемкость сухого угля 1,12 кг/м3

13 Теплота испарения влаги 29,64 кДж/кг

Граничные условия на стенке задавались смешанными (Mixed). Коэффициент теплоотдачи рабочей среде а2=15 кВт/(м2°С), температура среды трубах ts=365°C; степень черноты стенок варьировалась в пределах 0,6-0,8. Граничные условия выходов (правое и левое выходные окна) задавались как Outlet-vent с нулевым статическим давлением. Совпадение по температурам газов

на выходе из топки (расхождение не более 30°С с рассчитанной по нормативному методу) достигалось изменением степени черноты экранов (0,7 - оптимальное для всех исследованных режимов) и степени черноты поверхностей выходных сечений в пределах 0,8-1.

Достижение отклонения расчётных концентраций NOx от полученных по результатам измерений не более ±10% обеспечивалось варьированием значений степеней конверсии азота и параметра BET.При моделировании образования NO приняты следующие настройки: промежуточное вещество HCN; массовая доля азота в летучих 0,038; степень конверсии азота в летучих 0,5; массовая доля азота в коксе 0,00739; степень конверсии азота в коксе 0,5; влияние турбулентных пульсаций не учитывалось; в качестве эквивалентного типа топлива при моделировании ребёрнинга принят CH4. Используется допущение о частичном равновесии для концентрации атомов кислорода [O]. Параметр BET принят равным 5000 м2/кг. Большие значения указанного параметра приводили к необоснованно высокому уровню восстановления NO по газоходу за пределами зоны горения.

Все подрелаксационные коэффициенты оставлялись по умолчанию, за исключением коэффициента для источника дискретной фазы. Для повышения устойчивости решения URF для Discrete Phase Source уменьшался до 0,05.Расчет выполнялся до тех пор, пока значения невязки по уравнению неразрывности не достигали порядка 10-3, по уравнению энергии порядка 10-6, а небаланс по массовым расходам модели достиг порядка 10-3 кг/с и по полной энергии модели порядка 105 Вт. Помимо этого, отслеживались температура газов на выходе из топки и сумма выгоревшего кокса в объёме топки, как дополнительные критерии сходимости. Расчёт считался установившимся при колебаниях температуры на выходе из топки не более ±5°С и суммы выгоревшего кокса ±0,01 кг/с.

Указанные порядки невязок, небаланса и стабилизация температуры на выходе из топки и величины выгоревшего кокса достигались при выполнении 3000-6000 итераций для всех разностных сеток. Сравнение результатов

моделирования для разной степени измельчения сетки для режима Кэл=466 МВт приведены в таблице 2.10.

Анализируя данные, представленные в таблице 2.10, можно сделать вывод, что максимальное различие в температуре на выходе из топки составило 3°С, максимальное отклонение в статическом давлении воздуха на выходе горелок - 8 Па, в тепловосприятии топочных экранов 0,8 МВт.

На основании результатов расчетов был сделан вывод, что размер сетки с количеством ячеек 1,6 млн. обеспечивает необходимую точность расчета, и дальнейшее измельчение сетки является нецелесообразным.

Таблица 2.10 - Результаты моделирования процесса горения природного

газа, при различном количестве ячеек генерируемой сетки, режим Кэл=466 МВт.

Параметр Количество ячеек сетки

1 658 841 2 001 576 2 505 104

Макс. значение коэффициента относительного удлинения (aspect ratio) 36,4 30,2 26,7

Мин. значение ортогонального качества 0,25 0,27 0,33

Сред. коэффициент роста объёма ячеек 1,49 1,5 1,5

Макс. значение коэффициента перекоса (skewness) 0,85 0,84 0,84

Температура на выходе из топки, °С 1257 1260 1258

Среднее статическое давление вторичного воздуха на выходе из внутренних каналов, Па 209 217 208

Среднее статическое давление вторичного воздуха на выходе из внешних каналов, Па 152 158 149

Тепловосприятие топочных экранов, МВт 440,6 441,4 440

2.3.3 Сопоставление результатов моделирования с результатами

испытаний

Валидация рассматриваемой численной модели для котла П-57 проводилась на основе сравнения результатов моделирования работы топки в режиме Кэл = 466 МВт (93%-я нагрузка блока) с традиционными горелками и существующей схемой сжигания с результатами расчета топочной камеры по нормативному

методу (температура на выходе из топки 0") и результатами испытаний котла (потери Ъ4, концентраций оксидов азота КОх, концентрации монооксида азота СО) для этого режима.

Сопоставление результатов численного моделирования с результатами испытаний котла и теплового расчёта для трёх режимов работы (Кэл=466 МВт (Впе=1530 т/ч), Кэл=425 МВт ^=1390 т/ч) и Кэл=330 МВт ^=1100 т/ч)) представлено в таблице 2.11.

Таблица 2.11 - Результаты численного моделирования горения в котле П-57

Параметр Обозначение Испытания котла Результат теплового расчета Численное моделирование

Режим Кэл=466 МВт

Потери с механическим недожогом 44, % 1,7 - 1,6

Концентрация оксидов азота (при а=1,4) КОх, мг/нм3 633 - 634

Концентрация монооксида углерода СО, ррт 35 - 44

Температура на выходе из топки 0"т, °С - 1283 1257

Режим Кэл=425 МВт

Потери с механическим недожогом Ъа, % 2,0 - 1,8

Концентрация оксидов азота (при а=1,4) КОх, мг/нм3 620 - 630

Концентрация монооксида углерода СО, ррт 46 - 54

Температура на выходе из топки Э'Ч С - 1256 1229

Режим Кэл=330 МВт

Потери с механическим недожогом Ъ4, % 1,8 - 1,5

Концентрация оксидов азота (при а=1,4) КОх, мг/нм3 605 - 620

Концентрация монооксида углерода СО, ррт 32 - 40

Температура на выходе из топки Э"т, С - 1191 1176

Целью настоящей валидации являлся такой подбор кинетических констант горения и модели образования монооксида азота в топке, который обеспечил бы приемлемое совпадение по указанным выше параметрам по результатам моделирования и замерам на котле П-57.

Принятая математическая модель показала приемлемое совпадение с данными испытаний (максимальное расхождение по механическому недожогу д4

17%, по N0 3%) и с нормативным расчетом топочной камеры по температуре на выходе из топочной камеры (максимальное расхождение 27°С). Расхождения по СО оказались несколько завышенными - максимальное 20%. Что тем не менее удовлетворяет условиям поставленной задачи - прогнозированию эффективности выгорания топлива при изменении компоновочных, конструктивных и режимных параметров. Рисунки 2.13-2.15 иллюстрируют распределение температур, скоростей и концентраций газовых компонентов в топочном объеме по результатам численного моделирования. Подробная визуализация результатов моделирования режима приведена в Приложении 2.

Интенсивное воспламенение и горение коксовых частиц начинается в месте столкновения встречных горелочных струй - в центре топки (рисунок 2.13а). Такое затягивание воспламенения кокса объясняется повышенной зольностью топлива и грубостью помола (Я90 = 25,3% против 15% по нормативу [41]). Максимум тепловыделения приходится на уровень второго яруса горелок (рисунок 2.13а).

Потери тепла с механическим недожогом на нагрузке Кэл=466 МВт составили 1,6%, при этом ~45% приходится на топливо из второго яруса горелок.

Неравномерность распределения уходящих топочных газов по двум параллельным газоходам при полном составе горелок находящихся в работе минимальна (рисунок 2.13а). Разница массовых расходов по левому и правому газоходу составляет 6 кг/с (2% от полного расхода дымовых газов), разница средних температур на выходе из топки в правый и левый газоход составляет 15°С.

Несмотря на высокую температуру факела, способствующую интенсификации образования термических КОх, до 70% всех образующихся в топке N0 приходится на топливные. Т.о. стадийный подвод воздуха и снижение локальной концентрации О2 в зоне воспламенения угольной пыли за счёт рассекателей аэросмеси являются недостаточной мерой для подавления топливных оксидов азота.