Методика расчета тепловых характеристиктопочного факела при сжигании промышленных газов

УДК 621.181

DOI: 10.14529/ро\ег150202

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ТЕПЛОВЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ТОПОЧНОГО ФАКЕЛА ПРИ СЖИГАНИИ ПРОМЫШЛЕННЫХ ГАЗОВ

К.В. Осинцев

Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск

Представлена методика теплового расчета топочных устройств котлов ТЭЦ-ПВС, сжигающих природный и промышленные газы, при встречном и тангенциальном вводе реагентов. Показано, что при проведении проектно-конструкторских работ, наладке и исследованиях промышленных котлов использование модели и методики расчета упрощает переход к современным системам сжигания топлива со снижением эмиссии оксидов азота, повышением надежности теплонапряженных элементов котельного оборудования, повышением эффективности работы тепломеханического оборудования ТЭЦ-ПВС. Отмечено, что предложенные модель и расчетная методика могут быть использованы в качестве базы для перехода к иным конструкциям топки, горелок и системам ввода топливных реагентов, а также другим видам промышленных газов.

Ключевые слова: энергетическое оборудование, котельные агрегаты, коксовый и доменный газы, методика расчета.

Введение

Эксплуатацию котлов, сжигающих природный и получаемые при переработке руды и угля промышленные доменный, коксовый и генераторный газы, осуществляют при обязательном контроле и регулировании температурных характеристик топочного факела, в том числе, формируемого в нем уровня неравномерности [1-4]. Отклонения максимальной температуры от среднего значения в выходном окне топочной камеры могут достигать 100-150 К, а в поперечных сечениях зоны активного горения 150-250 К [1-18]. В областях с максимальными температурами факела активизируются процессы высокотемпературной коррозии и перегревов труб экранов и пароперегревателей [19]. Максимумы температуры при этом могут менять свое местоположение в сечениях топки. Еще в 70-х годах прошлого столетия специалисты стали выявлять и фиксировать связь местоположения максимумов скорости и температуры со схемами компоновки и включения горелок [5-8]. Однако существующие методики тепловых расчетов учитывают лишь гипотетическое местоположение максимума температуры факела в центре топочных камер, и, специалисты, ориентируясь на него, продолжают разрабатывать и внедрять технологии по минимизации уровня этого максимума с вводом газов рециркуляции, установкой дополнительных ширм и другое [20-22].

Постановка задачи

В отсутствии должного учета температурной неравномерности тепловые расчеты производят с существенной погрешностью: отклонения средней температуры факела от реальных значений в промышленных котлах могут достигать 7 % и более. При этом усложняются пусковая наладка и испытания основного котельного оборудования, увеличиваются объемы работ по переводу котлов на

современные технологии сжигания топлива с пониженной эмиссией оксидов азота N0*, а также по внедрению иных мероприятий.

Для повышения точности оценки температурных характеристик факела и эффективности управления ими ранее были предложены скорректированная теплофизическая модель и методика расчета топочного устройства промышленного котла с зонами активного горения и охлаждения дымовых газов [8, 9]. Они изначально были привязаны к однорядной компоновке горелок на фронтовой стене топки с твердым шлакоудалением и дополняла основной нормативный расчет суммарного теплообмена в топке. Основное предназначение модели и методики - перевод промышленных котлов, работающих на буром угле ухудшенного качества и природном газе, на новые технологии топливного сжигания при пониженной эмиссии оксидов азота и одновременном повышении надежности и эффективности топочного оборудования. При переходе к сжиганию других топлив и топкам иных конструкций необходима их доработка.

Модель и методика расчета

Предлагаемые модель и методика расчета газофакельных параметров касаются промышленных котлов, где изначально сжигалась угольная пыль и организовано твердое шлакоудаление. Впоследствии топки перенастроены на комбинированное сжигание промышленного и природного газов [9-16]. Модель и методика отражают различные направления организации способов ввода и зажигания реагентных потоков и учитывают связанные с ними характеристики температурной неравномерности. Модель выглядит следующим образом.

1. Рабочий объем топки, как и в нормативных рекомендациях, и упомянутом выше аналоге, разделен на последовательные зоны активного горения и охлаждения, рис. 1 [9, 16, 20-22].

участков: а - выделение основных зон; б, в - выделение дополнительных участков в зоне активного горения при встречной и тангенциальной компоновке горелок на боковых стенах, вид А; 1, 2 - зоны активного горения и охлаждения продуктов сгорания; 3, 4 - дополнительные участки воспламенения и горения при постоянной температуре с уравновешенным тепловыделением и теплоотводом; 5, 6 - условные расчетные плоскость и окружность развития максимумов температуры;

7, 8, 9 - горелки, холодная воронка и выходное окно топки

2. Зона активного горения включает нижнюю часть топочной камеры с горелками от холодной воронки до сечения над горелками.

2.1. Отметка нижней границы соответствует горизонтальной плоскости, ограничивающей холодную воронку сверху, отстоит от нижних образующих горелок нижнего яруса на Нн < 2 м [20].

2.2. Верхняя граница зоны активного горения размещается на Нв ~ 1,5 м выше верхних образующих амбразур горелок верхнего яруса [20].

2.3. Горелки - стандартные прямоточные смесительного типа, плоскофакельные и с узлами соплового рассредоточенного ввода реагентных потоков в топку (по патентной версии «многофункциональные горелочные устройства»). Конструкционные и связанные с ними режимные расходно-скоростные характеристики смесительных и плоскофакельных горелок определяются методическими материалами [20-22]. Параметры многофункциональных горелок выбираются с учетом накапливаемого опыта и рекомендаций [12-18].

2.4. Компоновка горелок на стенах ограничена исследованными фронтальной, встречной и тангенциальной схемами по рис. 1, 2.

3. Зона охлаждения включает верхнюю часть

топочной камеры над зоной активного горения с потолочным перекрытием и примыкающим к нему боковым окном при П-образной компоновке топки с газоходами, рис. 1, либо двумя симметрично размещенными окнами при Т-образной компоновке топки с газоходами. На стенах зоны охлаждения могут размещаться сопла системы дожигания, либо газов рециркуляции.

4. Зона активного горения в направлении движения факелов из горелок дополнительно делится на последовательные участки воспламенения, где происходит нарастание температурного уровня факела, и горения при условно постоянных усредненных температуре Тф0 и энтальпии /ф0

топочной среды (газопылекоксовоздушной смеси), рис. 1, 2.

5. Выделенные зоны и участки ограничены поверхностями и объемами со следующими внутри-топочными размерами.

5.1. Размеры основных зон, в том числе их высота Наг и Нохл, м, а также межгорелочные

расстояния и количество ярусов горелок определяют согласно методическим указаниям с традиционной проверкой и привязкой по теплонапряже-нию qаr сечений топочных камер [20-22].

.3 2 1 / /

¡г _ б7 к 1 1 1 /

, Сф1 /ф ,

. Ст /

0,5СТ,, 0,5СТ

а)

Рис. 2. Схема выделения дополнительных участков: а - размещение горелок на фронтовой стене; б - то же на фронтовой и задней стенах; 1, 2 - участки воспламенения и горения при постоянной температуре с уравновешенным тепловыделением и теплоотводом; 3 - условная расчетная плоскость развития максимумов температуры; 4 - горелки; 5, 6 - фронтовая и задняя стены топки

5.2. Дополнительно выделяют площадь поперечного сечения Fв, м2 и длину /ф, м горизонтального участка факельного воспламенения (участка с пониженным уровнем температуры); параметр /ф соответствует расстоянию от экранов с

амбразурами горелок до участка горения с условно постоянной температурой Тф0, рис. 1, 2.

5.3. Площадь поперечного сечения горизонтального участка горения с условно постоянной температурой определяют как Fф = Fт - Fв, м2,

рис. 1, 2. Длина этого участка для топок с фронтальной компоновкой горелок Сф = Ст - /ф, для топок

со встречной компоновкой горелок Сф = Ст - 2/ф,

или Сф = А - 2/ф , где тэ г = Ф1 Т'.гр), Ат - соответственно глубина и ширина топки, м, рис. 1, а, б. Для разработанных схем тангенциального ввода реагентных потоков в топку с двух противоположных стен можно сохранить аналоговую запись Сф = Ат - 2/ф , м, где /ф« 0,5/ф .

6. В выделенных зонах и участках топочных камер протекают тепловые процессы со следующими особенностями.

6.1. На участке факельного воспламенения длиной /ф под влиянием нарастающего и значительно превышающего теплоотвод тепловыделения в направлении выхода реагентных потоков и движения факела происходит повышение усредненной в поперечном направлении температуры факела от Т = Т0, К вблизи экранов с горелками (средней между температурой эжектируемой к экранам топочной среды и температурой реагентов, выходящих из амбразур горелок) до значения

Т = Тф0, К, на втором участке зоны активного горения. Это повышение может быть описано универсальной зависимостью [9, 16]:

1

АТ = (Т -Т,)/(Тфо -Т,) = (642 -843 + 344)т , (1) где 4 = ///ф - безразмерная длина факела, причем 4 = 0 на длине / = 0, а 4 = 1,0 на длине / = /ф. Параметр т зависит от рода сжигаемого топлива, а также конструктивных и режимных особенностей горелок. Его значения, полученные при обработке данных исследований на промышленных котлах, приведены в таблице. Там же приведены данные по Т0 . Параметры /ф и Т0 связаны с конструкцией

горелок. В смесительных и плоскофакельных горелках с эжекцией топочных газов к амбразурам, горение начинается в амбразурах, здесь, как правило, при сжигании природного газа /ф < 0,25 м, а

Т0 > 900 К. При сжигании газа с инертным балластом (промышленного, газогенераторного) параметры /ф < 0,75 м, а Т0 ~ 900 К. При работе многофункциональных горелок с узлами рассредоточенного ввода реагентов в топку /ф =1,5-2,5 м, а

Т0 ~ 800 К.

6.2. Средний уровень температуры факела на участке воспламенения:

Т ср =

воспл

1

42 - 41

42 Г

1 Л

411 )

Значения Твсорспл приведены в таблице.

X

Характеристики участков воспламенения в рассматриваемых топках для различных типов горелок и видов топлива

№ Используемое топливо Конструкция горелок Расчетные характеристики участка воспламенения

1ф, м То, К Tср К воспл > m n

1 Природный газ Смесительные < 0,25 > 900 0,945 Тф 5,50 4,00

2 Доменный газ Плоскофакельные < 0,75 ~ 900 0,910Тф 5,25 3,75

3 Смесь доменного и природного газов (10-40 %), генераторный газ Смесительные, плоскофакельные < 0,50 ~ 900 0,925 Тф 5,00 3,50

4 Природный газ, доменный газ, смесь природного и доменного газов, коксовый газ, смесь коксового и доменного газов Многофункциональные 1,50-2,50 ~ 800 0,875 Тф 4,50 3,25

5 Коксовый газ Смесительные, плоскофакельные <0,50 ~ 900 0,925 Тф 5,00 3,50

6.3. На участках факельного воспламенения степень выгорания топлива нарастает от а = 0 на длине I = 0 до а = аф с I = 1ф и Т = Тф0. В безразмерном виде [9, 16]:

1

а _ а/аф _ (б^2 - 8^3 + 3^4)n .

Значения параметра п приведены в таблице.

6.4. На участке горения с условно постоянной температурой выгорает основная масса топлива (степень выгорания а^г = 0,95 при сжигании природного и аЦг~ 0,95 при сжигании доменного газов), а также формируется тепловая неравномерность факела, характер которой зависит от схем компоновки и включения горелок [1, 5-8].

6.5. В зоне охлаждения происходит догорание топливного остатка и охлаждение экранами продуктов сгорания до средней температуры Тт'ср в выходном окне топки, а также выравнивание динамических и температурных полей путем турбулентного перемешивания соседних слоев факельной среды и ее растечки в объеме топки с заполнением поперечных сечений [1, 5-8].

6.6. При развороте факела на выходе из зоны охлаждения скоростные и температурные поля деформируются со смещением местоположения максимума температуры в выходных окнах топочных камер [6].

Методические рекомендации

Для проведения оценочных предварительных тепловых расчетов и обработки результатов исследований факельных процессов с использованием рассмотренной выше модели топочного устройства разработаны следующие методические рекомендации.

1. В тепловых расчетах используют средние значения температуры факела на выходе из зоны

активного горения и в выходном окне топки Т"^ и Т;ср и степени выгорания топлива в тех же се-

чениях а^'г и ат . Для оценки термической надежности и работоспособности топочных экранов и горелок, а также пароперегревательных поверхностей нагрева определяют локальные значения

Т^шт ^шах ^»шах 1 ф0 , 1 ф0 и 1 т .

2. Параметр Т^С определяется как средневзвешенный на двух участках факельного воспламенения и горения при постоянной температуре с уравновешенным теплоотводом и тепловыделением.

Для фронтальной компоновки горелок, размещаемых на фронтовой и задней стенах:

Твоспл1ф + Тф0

тпср _ Т а.г _ "

а

Для топок котлов со смесительными и плоскофакельными горелками 1ф < 0,5 м, параметр « 0,995Тф0; при использовании многофункциональных горелок 1ф = 1,5 - 2,5 м, Т^ « «(0,94 - 0,97 )Тф0.

Для встречной компоновки горелок, размещаемых на фронтовой и задней стенах:

Т„ср = Твсорспл 21ф + Тф0

Т а.г с '

Ст

То же с размещением горелок на боковых стенах:

Твоспл 21ф + Тф0

т"сР _ Т а.г _ "

Ат

Для топок котлов со смесительными и плоскофакельными горелками Т"^ «(0,990 - 0,995) Тф0; при использовании многофункциональных горелок Га".гр «(0,91 -0,96)Тф0 .

Для тангенциальной компоновки горелок в общем случае:

Твоспл (^т - ^ф ) + Тф0^ф

71" ср _ Т а.г _ "

F

При использовании схем ввода реагентов с боковых стен (рис. 1, а, в) сохраняется аналоговая

запись Т1Т по формуле (5) с заменой параметра /ф на /ф и 0,5/ф ; при /ф и 2,5 м значения параметра

Т1Гр 0,95 - 0,97) Тф0 . Снижение параметра /ф

до принимаемого в расчете /ф связано с наличием

радиально-тангенциальных составляющих скорости топливовоздушных потоков, истекающих из горелок на участке воспламенения.

3. Анализ эффективности работы горелок и экранных поверхностей нагрева и термостойкости горелок проводится с учетом поправки на неравномерность распределения температуры в поперечных сечениях топки:

ТфоХ = ,

где >1,0 - коэффициент неравномерности, определяется по результатам термогазодинамических продувок, в частности, для исследованного типа топок, они могут быть заимствованы из литературы [1, 5-8].

При анализе параметр Тф0ах сравнивают с до-

Гин ^ т>шах ^ гппВ.

аг. При Тф0 <Таг должна обеспечиваться безаварийная долгосрочная работа экранов. При ТШ0ах > Т™ необходимо предусмат-

Гшах

ф0 , в частности, осуществлять перезагрузку горелок реагентами, подавать газы рециркуляции, вводить ограничение по нагрузке, другое [20-22]. В качестве допустимой принимается температура Т™, определяющая тепловой поток qпад = f[(Т)4] при нарушении работоспособности экранов [20-22].

4. Средняя температура факела на выходе из зоны охлаждения (или на выходе из топки) Тт'ср определяется согласно методическим рекомендациям [20-22].

5. Анализ работы пароперегревателя со стороны набегающего факела на загрязняемость проводится с учетом поправки на неравномерность распределения температуры по ширине и высоте выходного окна топки:

т т'шах = ^ ^т;ср,

где ^ - коэффициент неравномерности по ширине топки и выходного окна; &з - коэффициент неравномерности по высоте выходного окна. Для исследованного типа топок используют максимальное ^ и 1,05 и табулированные значения ^ [6]. Для других типов топочных камер и схем компоновки горелок и газоходов в отсутствии опытных данных ^ и 1,0.

При анализе параметр Т™ах сравнивают с до-

пустимым значением Тт"н . При Т™ах < Тт"н обеспечивается безаварийная работа пароперегревателя во всех режимах эксплуатации. При Т^'шах > Т^'н необходимо предусматривать меры снижения Т;'шах, в частности, осуществлять перезагрузку горелок реагентами, изменять угол их наклона, вводить газы рециркуляции в верхнюю часть зоны охлаждения топки. В последнем случае для снижения энергозатрат на собственные нужды по перекачке хладагента и уменьшения дополнительных потерь теплоты с уходящими газами (возникающих при изменении характера конвективного теплообмена) расход газов рециркуляции минимизируют, вводя их только в область с опасным максимумом Ттшах в зоне охлаждения по технологии УралВТИ - МЭИ - ЮУрГУ [7]. В качестве допустимой принимается температура Т™ , определяющая падающий тепловой поток qпад = ф[( Т™ )4] при

нарушении работоспособности труб пароперегревателей [20-22].

6. Экспериментальные коэффициенты ^,

к3 целесообразно использовать в расчетах тепло-восприятия экранов и пароперегревателя [20, 21]. В отсутствии иных опытных данных оценку максимальных удельных тепловосприятий радиационных настенных экранов и ширмовых пароперегревателей в выходном окне топочной камеры следует производить согласно рекомендациям [20, 21].

7. В расчетах теплообмена в качестве степени выгорания топлива в выходном окне зоны активного горения необходимо принимать параметр аф

в конце участка горения с условно постоянной температурой факела Тф0. В оценочных расчетах в

отсутствии опытных данных аф и а™, а'т и а" ,

выбираются согласно нормативной и методической документации [20-22].

8. При проведении исследований в отсутствии прямых замеров радиационных потоков теплоты оценку коэффициента эффективности экранов

=ф1 (тагр) в зоне активного горения и

тохл = ф2 (т_ср) в зоне охлаждения можно производить расчетом, ориентируясь на опытные значения средней температуры Т1с = / (Тф0) и

Ттср = ф3 (Та;сгр, Тт'ср) соответственно согласно рекомендациям [20-22].

9. В отсутствии опытных данных оценку параметра Тф0 можно произвести с использованием стационарной модели теплового равновесия Я.Б. Зельдовича и Д.А. Франк-Каменецкого для элементарного линейного участка воспламенения газового

пламени с границами I - (I + dl) [23]. Тепловой баланс с учетом реальных условий зажигания реагент-ной смеси выглядит следующим образом [9, 16]:

Фт = d?E (Т) + ^ДОИ - Фзкр " Фр " d4u

где dqт - тепловой поток в направлении поступления реагентной смеси, кВт, образующийся при наличии продольного температурного градиента

(Тф0 -Т0)/1 , К/м; dqв(Т) - тепловыделение, кВт, генерирующее продольный температурный градиент (Тф0 - Т0 , К/м; dqн - теплота, необходимая для нагрева смеси; dq - приток теплоты с подсветочным топливом, кВт; dqэкр - отвод теплоты к экранам, кВт; dqр - затраты теплоты на

нагрев непрореагированной части топлива и воздуха, кВт; dqгр - потери теплоты факела на нагрев

газов рециркуляции, кВт.

После раскрытия и интегрирования всех членов уравнение (10) можно представить в удобной для инженерных расчетов форме:

X Тф°1Т° Fф = йф0нрВр + Qнр допВр доп

L

i—n

- ™тТф0 S )а.г - СРт (ТФ0 - Т0 ) f1 - аф ) Bp -

срв (Тф0 - Т0 )P0U0 [f1 - аф ) + (а - !)] Bp -

- Срг(Тф0 - Т0)РгUrrBp-.

где X - условный коэффициент теплопроводности, кВт/(мК), в проводимых исследованиях принимались опытные значения X- 1кВт/(мК); Т0 - температура начальная, усредненная вдоль

плоскости амбразур и поверхности экранов, в отсутствии опытных данных ориентировочно по приведенной выше таблице; Тф0 - средняя температура факела смеси всех компонент в конце зоны воспламенения и условно постоянная на втором участке зоны активного горения, К; для топки с фронтальной компоновкой горелок Fф = НагАт , м2;

для топки со встречной компоновкой горелок Fф = На.гСт, м2, где Наг - высота зоны активного

горения, м; Ат - ширина камеры сгорания, м; Ст - глубина камеры сгорания, м; аф - интегральная степень выгорания топлива; Вр и 0>р -

расход и теплота сгорания топлива на рабочую массу, кг/с и кДж/кг соответственно; Вр доп и

6н доп - расход и теплота сгорания подсветочного топлива на рабочую массу, кг/с и кДж/кг; ст = 5,7-10-11 кВт/(м2 К4) - универсальная постоянная Стефана - Больцмана; ат - степень

черноты факела, принимается согласно [20-22];

1=п

) - комплекс эффективной поверхно-

г=1

сти тепловосприятия зоны активного горения по нормативной методике теплового расчета, м2;

член уравнения Срт (Тфо - То )(1 - аф) Вр соответствует количеству теплоты, кВт, отбираемой из факела на нагрев непрореагировавшей части

топлива (1 - аф)Вр, кг/с, член уравнения

срв (Тф0 - То )Роио [(1 - аф ) + (а - 1)] Вр - коЛИчество теплоты, кВт, отбираемой из факела на нагрев непрореагировавшей и избыточной части воздуха

Ро«о [(I-аф) + (а-1)]Bp, кг/с; СрГ(Тфо -То)ргигВ -

количество теплоты, кВт, отбираемой из факела на нагрев газов рециркуляции в количестве ргиг гВр ,

кг/с; срт, срв, срг - теплоемкость топливного остатка, воздуха и газов рециркуляции при средней температуре на участке воспламенения Твсорспл по (2), кДж/(кгК); и0, иг - объемы воздуха и продуктов сгорания, отнесенные к нормальным условиям и 1 кг топлива, нм3/кг; р0 , рг - плотность воздуха и продуктов сгорания при средней температуре на участке воспламенения Твсорспл по (2), кг/нм3.

Выводы

1. Использование предложенных модели и методики оценки факельных характеристик топок промышленных котлов в комбинации с основным нормативным методом расчета ее суммарного теплообмена повышает достоверность получаемых результатов и, как следствие, эффективность внедряемых мероприятий, упрощает проведение наладки и испытаний основного и вспомогательного оборудования.

2. Представленная модель топки и расчетная методика могут быть использованы при переводе промышленных котлов на современные технологии газосжигания с пониженной эмиссией оксидов азота и одновременным повышением надежности теплонапряженных элементов.

3. Влияние конструктивного изменения угла наклона горелок, степени загрузки ярусов реагентами, разнесения по высоте зоны охлаждения (дожигания) воздушно-дожигательных сопл на изменения температурны Т "ср при необходимости оценивается уравнениями основного нормативного метода суммарного теплового расчета топок, а соответствующие изменения параметра Т"Тр определяются по балансу теплоты зоны охлаждения.

4. Оценку коэффициента эффективности экранов по тепловым характеристикам факела можно производить по тепловым балансам как основ-

ного нормативного, так и дополнительного позон-ного методов теплового расчета топочных камер.

5. Рассмотренные модель топочного устройства и методические рекомендации по оценке тепловых характеристик факела ограничены случаями, отраженными в настоящей статье. В дальнейшем их можно расширять, пополняя расчетную базу опытными данными.

Литература

1. Сжигание челябинского угля, природного газа, коксового и доменного газов в котлах ПК-14 металлургического комбината / Вл.В. Осинцев, Вал.В. Осинцев, В.И. Кузин и др. // Промышленная энергетика. - 1989. - № 12. - С. 35-39.

2. Применение многотопливных плоскофакельных горелок для обеспечения расчетных параметров котлов ТЭЦ металлургических заводов / Е.К. Чавчанидзе, А.В. Шатиль, В.В. Компанеец и др. // Промышленная энергетика. - 1982. - № 7. -С. 58-61.

3. Разработка и внедрение многотопливной горелки с саморегулируемым положением факела в топке и разделенными начальными участками горения / С.А. Махмудов, В.В. Компанеец, О.В. Киселев и др. //Промышленная энергетика. -1987. - № 1.

4. Данилин, Е.А. Оптимизация многотопливных плоскофакельных горелок паровых котлов ТЭЦ-ПВС заводов черной металлургии / Е.А. Данилин //Промышленная энергетика. - 1989. - № 7. -С. 27-31.

5. Осинцев, Вл.В. Анализ тепловых неравно-мерностей газов в топках парогенераторов / Вл.В. Осинцев, Вал.В. Осинцев // Научные труды МЭИ «Повышение эффективности и надежности работы парогенераторов»: межвуз. сб. - М.: МЭИ. - 1983. - Вып. 15. - С. 80-86.

6. Осинцев, В.В. Аэродинамика и температурные поля газоходов пылеугольных котлов /

B.В. Осинцев // Теплоэнергетика. - 1989. - № 11. -

C. 46-49.

7. Совершенствование методов снижения температурных неравномерностей в топках с фронтальной компоновкой горелок / В.В. Осинцев, В.В. Осинцев, А.М. Хидиятов и др. // Теплоэнергетика. - 1990. - № 4. - С. 23-26.

8. Осинцев, К.В. Учет неоднородности и нестабильности тепловой структуры топочного факела при использовании многофункциональных горелок / К.В. Осинцев, В.В. Осинцев // Теплоэнергетика. - 2007. - № 6. - С. 66-70.

9. Управление тепловой структурой факела в топках котлов БКЗ-210-140Ф с одноярусной фронтальной компоновкой многофункциональных горелок при сжигании разнородного топлива / В.В. Осинцев, М.П. Сухарев, Е.В. Торопов, К.В. Осин-цев // Теплоэнергетика. - 2005. - № 9. - С. 14-23.

10. Сжигание природного газа в слабоэкрани-рованной топке котла Бабкок-Вилькокс с подовы-

ми горелками / К.В. Осинцев, В.В. Осинцев, М.П. Сухарев и др. // Электрические станции. -2010. - № 6. - С. 8-14.

11. Осинцев, К.В. Повышение надежности топки и дымоотводящих элементов котла Баб-кок-Вилькокс при сжигании природного газа в подовых щелевых горелках / К.В. Осинцев // Теплоэнергетика. - 2010. - № 4. - С. 2-8.

12. Улучшение процесса сжигания топлива на котлах БКЗ-210-140Ф / В.В. Осинцев, М.П. Сухарев, Е.В. Торопов, К.В. Осинцев // Электрические станции. - 2006. - № 11. - С. 13-20.

13. Осинцев, К.В. Способ снижения теплового потока в направлении горелочных амбразур / К.В. Осинцев // Электрические станции. - 2009. -№ 11. - С. 13-17.

14. Перевод оборудования ТЭС на факельное сжигание разнородных топлив с использованием технологии рассредоточенного ввода реагентов в топку / К.В. Осинцев, М.П. Сухарев, Е.В. Торопов,

B.В. Осинцев // Теплоэнергетика. - 2008. - № 4. -

C. 75-79.

15. Особенности и организация факельного процесса в топке с многофункциональными горелками / В.В. Осинцев, Г.Ф. Кузнецов, В.В. Петров, М.П. Сухарев // Электрические станции. - 2002. -№ 11. - С. 14-19.

16. Осинцев, К.В. Расчет характеристик начального участка полидисперсного факела при фронтальном прямоточном вводе реагентов в топку / К.В. Осинцев // Тепловые процессы в технике. - 2009. - Т. 1, № 9. - С. 379-382.

17. Перевод котла БКЗ-160 на технологию ступенчатого сжигания топлива / В.В. Осинцев, А.К. Джундубаев, В.Я. Гигин и др. // Электрические станции. - 1993. - № 3. - С. 25-29.

18. Перевод котла БКЗ-210-140Ф Челябинской ТЭЦ-2 на технологию сжигания природного газа с раздельным тангенциальным вводом реагентов в топку / В.В. Осинцев, А.К. Джундубаев, Г.Ф. Кузнецов и др. // Электрические станции. -1994. - № 7. - С. 12-17.

19. Schneider, A. Korrosionen und Beschädigungen auf der Rauchgasseite von Dampferzeugern / А. Schneider // Mitt. Verein. Großkesselbesitzer. -1967. - Nr. 109. - S. 232-245.

20. Тепловой расчет котельных агрегатов (нормативный метод). - М.; Л.: Энергия, 1973. -256 с.

21. Тепловой расчет котлов. Нормативный метод. - 3-е изд., перераб. и доп. - СПб.: НПО ЦКТИ-ВТИ, 1998. - 257 с.

22. Вербовецкий, Э.Х. Методические указания по проектированию топочных устройств энергетических котлов / ЭХ. Вербовецкий, Н.Г. Жмерик. -СПб: НПО ЦКТИ-ВТИ, 1996. - 270 с.

23. Франк-Каменецкий, Д.А. Диффузия и теплопередача в химической кинетике / Д.А. Франк-Каменецкий. -М.: Изд-во АНСССР, 1947. - 491 с.

Осинцев Константин Владимирович, канд. техн. наук, доцент кафедры «Промышленная теплоэнергетика», Южно-Уральский государственный университет, г. Челябинск; osintcev2008@yandex.ru.

Поступила в редакцию 18 мая 2014 г.

DOI: 10.14529/power150202

THE CALCULATION PROCEDURE FOR THERMAL CHARACTERISTICS OF THE FLAME DURING COMBUSTION OF INDUSTRIAL GASES

K.V. Osintsev, South Ural State University, Chelyabinsk, Russian Federation, osintcev2008@yandex.ru

The paper considers the thermal calculation procedure for the furnace-boiler systems of the steam-air-thermal power plants burning natural and industrial gases at counter flow and tangential inlet of chemicals. The author demonstrates that if calculation model and procedure are used within implementation of design works, adjustment and studies of boilers then the changeover to the modern fuel burning systems with reduced emission of nitrogen oxides, increased reliability of heat-stressed elements of the boiler equipment, and improved performance of thermal and mechanical equipment of the steam-air-thermal power plants. It is noted that suggested model and calculation procedure may be used as a basis for changeover to other constructions of furnace, burners and systems of fuel chemical inlet, and also to other kinds of industrial gases.

Keywords: power engineering equipment, boilers, blast furnace and coke oven gases, calculation procedure.

References

1. Osintsev V.V., Osintsev V.V., Kuzin V.I. et al. [Ignition of Chelyabinsk' Coal, Natural Gas, Coke Oven and Blast Furnace Gases on PK-14 Boilers of Metallurgical Enterprises]. Promyshlennaya energetika [Power Engineering], 1989, no. 12, pp. 35-39.

2. Chavchanidze E.K., Shatil A.V., Kompaneets V.V. et al. [Application of Multifuel Flatflamed Burners for Maintenance of Calculated Parameters of TPP Boilers of Metallurgical Enterprises]. Promyshlennaya energetika [Power Engineering], 1982, no. 7, pp. 58-61.

3. Makhmudov S.A., Kompaneets V.V., Kiselev O.V. and et al. [Development and Introduction of Multifuel Burner with Self Regulating Position of Flame into the Furnace and Separated Initial Ignition Areas]. Promyshlennaya energetika [Power Engineering], 1987, no. 1.

4. Danilin E.A. [Optimization of Multifuel Flatflamed Burners of Steam Generators of TPP-SABS of Ferrous Metallurgy Factories]. Promyshlennaya energetika [Power Engineering], 1989, no. 7, pp. 27-31.

5. Osintsev Vl.V., Osintsev Val.V. [Analysis of Thermal Nonuniform of Gases in Furnaces of Steam Generators]. TrudyMEI [Proceedings of the MEI]. Moscow, MEI, 1983, no 15, pp. 80-86.

6. Osintsev V.V. [Aerodynamics and temperature fields of flues coal-fired boilers]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 1989, no. 11, pp. 46-49.

7. Osintsev Vl.V., Osintsev Val.V., Khidiyatov A.M. et al. [Improvement of Methods for Reducing the Temperature Nonuniforms in Furnaces Fitted Frontal Burners]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 1990, no. 4, pp. 23-26.

8. Osintsev K.V., Osintsev V.V. [Taking into Account the Nonuniform and Unstable Thermal Fireball when Using Multifunctional Burners]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2007, no. 54, pp. 492-497. (in Russ.) DOI: 10.1134/S0040601507060146

9. Osintsev V.V., Sukharev M.P., Toropov E.V., Osintsev K.V. [Controlling the Thermal Structure of the Flame in the Furnaces of BKZ-210-140F Boilers with Single-Tier Frontal Arrangement of Multifunctional Burners when Burning Various Kinds of Fuel]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2005, no. 52, pp. 678-687.

10. K.V. Osintsev, V.V. Osintsev, M.P. Sukharev, S.V. Pashnin, A.P. Okunev, Sabelfeld V.A. [Ignition of Natural Gas into the Low-Deflecting Furnace of a Babcock-Wilcox Boiler with Bottom Slot Burners]. Power Technology and Engineering, 2010, no. 6, pp. 8-14.

11. Osintsev K.V. [Improving the Reliability of the Furnace and Gas Conduits of a Babcock-Wilcox Boiler During the Firing of Natural Gas in Bottom Slot Burners]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2010, no. 57, pp. 273-281. (in Russ.) DOI: 10.1134/S0040601510040014

12. Osintsev V.V., Sukharev M.P., Toropov E.V., Osintsev K.V. [Improvement of the Process of Fuel Firing on BKZ-210-140F Boilers]. Power Technology and Engineering, 2007, no. 41, pp. 34-40.

13. Osintsev K.V. [Method for Reducing the Heat Flux onto Burner Ports]. Power Technology and Engineering,, 2010, no. 44, pp. 47-51. (in Russ.) DOI: 10.1007/s10749-010-0140-1

14. Osintsev K.V., Osintsev V.V., Sukharev M.P. et al. [Shifting the Equipment of Thermal Power Stations for Firing Different Kinds of Fuels in Flames Using the Technology of Distributed Admission of Reagents into the Furnace]. Teploenergetika [Thermal Engineering], 2008, no. 55, pp. 355-360. (in Russ.) DOI: 10.1134/S0040601508040174

15. Osintsev V.V., Kuznetsov G.F., Petrov V.V. Sukharev M.P. [Specific Features and Organization of Flame Process in a Furnace Fitted with Multifunctional Burners]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 2002, no. 11, pp. 14-19.

16. Osintsev K.V. [Calculating the Parameters Characterizing the Initial Part of a Polydispersed Flame with Reagents Admitted into the Furnace in a Frontal Straight-Flow Manner]. Teplovye Protsessy v Tekhnike [Thermal processes in engineering], 2009, no. 1

17. Osintsev V.V., Dzhundubaev A.K., Gigin V.Ya. et al. [Changeover BKZ-160 Boiler to Staged Combustion Technology]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1993, no. 3, pp. 25-29.

18. Osintsev V.V., Dzhundubaev A.K., Kuznetsov G.F. et al. [Changeover BKZ-210-140F Boiler to Combustion Technology with Separate and Peripheral Inlet of Reagents into the Furnace]. Elektricheskie Stantsii [Electric Power Plants], 1994, no. 7, pp. 12-17.

19. Schneider A. Korrosionen und Beschädigungen auf der Rauchgasseite von Dampferzeugern. Mitt. Verein. Großkesselbesitzer, 1967, no. 109, pp. 232-245.

20. Teplovoy raschet kotelnykh agregatov. Normativny metod [Thermal Design of Boilers. A Standard Method], a revised and extended 2rd edition, Moscow & St. Petersburg, Energy, 1973. 256 p.

21. Teplovoy raschet kotlov. Normativny metod [Thermal Design of Boilers. A Standard Method], a revised and extended 3rd edition, St. Petersburg, NPO TsKTI, 1998. 257 p.

22. Verbovetskiy E.Kh., Zhmerik N.G. Metodicheskie ukazaniya po proektirovaniyu topochnykh ustroistv energeticheskikh kotlov [Guidelines for Design of Boilers' Furnaces], St. Petersburg, NPO TSKTI-VTI, 1996. 270 p.

23. Frank-Kamenetskiy D.A. Diffusiya i teploperedacha v khimicheskoy kinetike [Diffusion and Heat Transfer in Chemical Kinetics]. Moscow, ASUSSR, 1947. 491 p.

Received 18 May 2014

БИБЛИОГРАФИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ СТАТЬИ

REFERENCE TO ARTICLE

Осинцев, К.В. Методика расчета тепловых характеристик топочного факела при сжигании промышленных газов / К.В. Осинцев // Вестник ЮУрГУ. Серия «Энергетика». - 2015. - Т. 15, № 2. - С. 11-19. DOI: 10.14529/power150202

Osintsev K.V. The Calculation Procedure for Thermal Characteristics of the Flame During Combustion of Industrial Gases. Bulletin of the South Ural State University. Ser. Power Engineering, 2015, vol. 15, no. 2, pp. 11-19. (in Russ.) DOI: 10.14529/power150202