Автор: Иссерлина А.С.
Теги: химия издательство недра нефтегазовое производство теория и практика сжигания газа
Год: 1972
Текст
ория и практика
сжигания газа
V часть
Подред. А.С. Иссерлина
Издательство «Недра». Ленинградское отделение. Ленинград. 1972г.
другого стабилизатора были просверлены отверстия диаметром 9 мм,
так что между стержнем и пластинами образовался гарантированный
зазор (1 мм на сторону). В первом случае наибольшая замеренная
скорость срыва (при = 0,8) составила 3,7, во втором — 7,6 м/сек.
Аналогичные данные приводятся в работе [3].
ЛИТЕРА ТУРА
1. Хит р пн Л. Н. Физика горения и взрыва. Изд-во МГУ, 1957.
2. Ченг, К о в и т ц. Теория стабилизации пламени телом плохообтекае-
мой формы. В кн.: Вопросы зажигания и стабилизации пламени. М., ИЛ, 1963.
z 3. Вейсс, Рорер, Лонгвелл. О влиянии реакционной способ-
ности топлива и тепловых потерь на стабилизацию пламени. В кн.: Вопросы
зажигания и стабилизации пламени. М., ИЛ, 1963.
Л. С. Бутовский, В. А. Христич
Киевский политехнический институт
СТРУКТУРА ЗОНЫ СМЕШЕНИЯ
II ОСОБЕННОСТИ ВЫГОРАНИЯ ГАЗА
ЗА СТАБИЛИЗАТОРОМ ПЛАМЕНИ
В настоящее время плохообтекаемые тела (стабилизаторы) нахо-
дят широкое применение как при сжигании готовых горючих смесей,
так и при «диффузионном» сжигании газового топлива, когда топливо
подается непосредственно в зону рециркуляции за стабилизатором
[1, 2].
В последнем случае зона рециркуляции служит не только целям
стабилизации горения, но и играет большую роль в процессе смесе-
образования. Об интенсивности этого процесса можно судить по
данным рис. 1, где приведены поля составов смеси и полноты сгора-
ния топлива для случая струйного ввода газа вдоль оси симметрии
уголкового стабилизатора. Как видно, несмотря на локальный ввод
газа в зону рециркуляции, нигде в объеме этой зоны, даже в непо-
средственной близости от устьев газовых сопел, газовый анализ не
обнаруживает 100%-ных концентраций топлива. Ив изотермических
условиях (а), и при горении (б, в) газ высокотурбулентными вихрями
рассеивается по объему циркуляционной зоны, образуя смесь, горя-
щую в режиме, близком к режиму горения готовых горючих смесей.
Последнее подтверждает не только вид горящего факела, но и высо-
кая его теплонапряженйость (см. рис. 3, б) и характеристики устой-
чивости процесса горения [3].
Нельзя, однако, не заметить, что при диффузионном сжигании
газа состав образующейся смеси все же не достигает абсолютно
гомогенного состояния. Здесь и при изотермических условиях, и при
горении на всех режимах образуется определенное поле концентра-
76
пий, для которого характерна некоторая обогащенность смеси в голов-
ной части зоны и в ядре циркуляционных вихрей. Связано это,
вероятно, с тем, что скорости циркуляции хотя и велики, но для
разных точек циркуляционной зоны существенно различны [4].
Рис. 1. Структура следа за стабилизатором при диффузионном сжигании газа
(Вст = 30 мм; уст = 90еwB = 21 м/сек\ tB = 60° С).
а — в изотермических условиях (Gm = 0,84 г/сек); б и в — при горении (соответственно
Gm = 0,38 и 0,84 г/сек).
В [5] показано, что схема ввода газа (при умеренных скоростях
истечения) сравнительно мало влияет на картину концентрационных
ролей и, следовательно, их характер связан в основном с особен-
ностями аэродинамики потока за стабилизатором.
При изотермических условиях в эту область поступает из внеш-,
него потока воздух, а при горении — воздух и продукты сгорания.
77
В связи с уменьшением поступления свежего воздуха смесь за стаби-
лизатором при горении становится более обогащенной (рис. 2, в),
но общая картина распределения концентраций в циркуляционной
Рис. 2. Изменение концентрации 1/а и полноты выгорания топлива вдоль оси
следа за стабилизатором = 30 мм; у ст = 90°; irB = 21 м/сек; iB = 60° С).
а и б — G_ = 0,84 >/сех: 1 — в изотермических условиях, 8 — при горении; в — Gm, в/сех:
1 — 0,20; 8 — 0,38; л — 0,60; 4 — 0,84; s — 1,08.
зоне и в том, и в другом случае остается качественно одинаковой *.
Последнее дает возможность обобщать опытные данные по распре-
При горении увеличивается также длина зоны рециркуляции.
78
делению концентраций вдоль оси следа при холодных и горячих
продувках в общих координатах (рис. 2, б) для уголкового стабили-
затора и для цилиндра [6]:
I Т \ 1/а
(1)
. V « / Vax-/peu
Поэтому горящий за стабилизатором факел полностью отражает рас-
смотренную картину концентрационных полей. При умеренных
расходах газа на месте обогащенных топливом вихрей явственно
просматриваются характерные «усы», в районе которых сосредо-
точено горение.
При малых расходах газа процесс выгорания заканчивается
в пределах рециркуляционной зоны (рис. 2, в) и длина факела может
быть меньше протяженности этой зоны (рис. 3, а).
С увеличением расхода газа смесь обогащается (см. рис. 2, б, в)
и длина факела растет, причем абсолютное ее значение зависит не
только от расхода газа, но и от скорости обтекающего стабилизатор
воздушного потока (рис. 3, а), ибо оба этих фактора наряду с шири-
ной стабилизатора определяют состав смеси в рециркуляционной
зоне за стабилизатором:
Gpeu
Q -----5__
рец GrL0
(2)
где
6"Рец^ wB/CTpB. (3)
Особенно крутой рост длины факела происходит в области режи-
мов с 1ф > /рец (см. рис. 3, а). Связано это с тем, что избыточное
топливо и продукты недожога, не успевшие сгореть в рециркуля-
ционной зоне, догорают ниже по потоку, образуя факел, горящий по
диффузионному механизму. Вследствие несовершенства этого меха-
низма, забалластированпости среды продуктами сгорания и снизи-
вшегося уровня турбулентности процесс выгорания за пределами
рециркуляционной зоны идет с заметно падающей интенсивностью.
Здесь рост длины факела начинает опережать прирост расхода газа,
вследствие чего теплонапряженность факела Qv поднимается (см.
рис. 3, б). Максимального своего значения она достигает при =
= ^рец*
Совершенно очевидно, что количество топлива, которое может
быть эффективно сожжено в рециркуляционной зоне при высокой
теплонапряженности, зависит от количества воздуха, поступающего
в эту зону из обтекающего стабилизатор воздушного потока.
В работе [71 определяется расход воздуха в застабилизаторное
пространство по методике, в основу которой положено предположе-
ние, что «бедный» срыв со стабилизатора должен происходить при
одном и том же агаах в рециркуляционной зоне, независимо от того,
обтекается ли стабилизатор готовой смесью или же топливо подается
прямо в зону рециркуляции. Исходя из этих предпосылок
(?pe« = Gminainfx£o> (4)
где G™in — минимальный расход топлива^ на режиме срыва.
79
Однако на рис. 3, а видно, что при «диффузионном» горении размер
факела на режиме срыва может быть существенно меньше размеров
зоны рециркуляции. В этом случае расход, определяемый по фор-
муле (4), следует рассматривать как количество воздуха, образу-
ющего смесь предельного обеднения в объеме срывающегося факела
Рис. 3. Длина а птеплонапряженность б факела за стабилиза-
тором (Вст = 30 мм; Уст = 90 ).
, w , м/сек: 1 — 21,4; 2 — 45,5; з — 92,0; 4 — срыв факела; 5 — 1л. =
— I. ф
реЦ
(V£p), а расход воздуха через полный объем зоны рециркуляции
можно приближенно оценить, пользуясь зависимостью
’ ' <?£*“ = . (5)
Результаты расчетов по этой формуле для некоторых типоразме-
ров уголкового стабилизатора приведены на рис. 4, а. С учетом их
80
I
t
^rlccK
30
го
ю
Расходные характеристики рециркуляционной зо-
зависимость относительной длины
90°; 1гв = 20 4- 90 м]сек;
45.
Рис. 4.
ны а и
°рец (^)- (тст = У0“; 1гв =
В—, мм: 1 — 20; s — 30,- J
факела от
tB = 60° С).
6 Заказ 999
81
на рис. 4, б построена зависимость относительной длины факела
1ф/В„ от состава смеси в зоне рециркуляции (арец). Как видно, в иссле-
дованном диапазоне режимных и конструктивных факторов именно
величина ссрец определяет длину образующегося за стабилизатором
факела. Причем видно также, что крутой рост ее, начинающийся
с режима 1Ф /рец, происходит в результате исчерпания воздуха
в зоне рециркуляции. Далее в этой зоне арец < 1 и горение может
происходить только за пределами зоны за счет воздуха, поступа-
ющего диффузией из прямого тока.
Таким образом, для обеспечения высокоинтенсивного горения
за стабилизаторами необходима такая его организация, при которой
максимум топлива выгорает в пределах зоны рециркуляции.
ЛИТЕРАТУРА
1. Раушенбах Б- В. и др. Физические основы рабочего процесса
в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. М., «Машиностроение», 1
1964. I
2. X р и с т и ч В. А., Л юбчи к Г. Н. Интенсификация диффузион- •
ного сжигания газов. Энергетика и электротехническая промышленность,
№ 2 (10), 1962.
3. X р и с т и ч В. А., Л ю б ч и к Г. Н. К вопросу об устойчивости
диффузионного горения газа за стабилизатором. См. настоящий сборник.
4. Z. G. W i и t о г f е 1 d. Flugwissenschaften, 8, 219, I960; 10, 168, 1962.
5. X р и с т и ч В. А., Л и т о ш е н к о В. II. Об особенностях сжига-
ния и стабилизации пламени при диффузионном сжигании топливного газа за
уголковыми стабилизаторами. Теплоэнергетика, № 7, 1969.
6. П а в л о в С. М. Исследование массообмена зоны циркуляции за пло-
хообтекаемым телом с основным потоком и условий смешения в ней. Теплоэнер- I
гетика, № 10, 1958. • ‘
7. Lefebvre А. II., Ibrahim A. R. A. F., Benson N. С.
Factors affecting fresh mixture entrainment in bluffbody stabilized flames. Com-
bustion and Flame, 10, 3, p- 231, 1966.
В. А. Христич, Г. H. Любчик
Киевский политехнический институт
I1
ОБ УСТОЙЧИВОСТИ ДИФФУЗИОННОГО
ГОРЕНИЯ ГАЗА ЗА СТАБИЛИЗАТОРАМИ
В работах [1—3] показано, что в связи с высокой интенсивностью
смесеобразования в рециркуляционной зоне механизм стабилизации
горения при «диффузионном» сжигании газа за стабилизатором не
отличается от такового при сжигании готовых горючих смесей.
Вследствие этого срыв со стабилизатора «диффузионного» факела
может быть описан с помощью обычных зависимостей вида
(1>
82
i
. • применяемых при обобщении опытных данных по горению за ста-
билизаторами гомогенных горючих смесей. Под а в данном случае
• следует понимать, конечно, характеристику состава смеси в зоне
рециркуляции. Из [1, 3, 4 и др.], правда, известно, что при «диффу-
зионном» сжигании состав смеси в зоне рециркуляции не достигает
абсолютно гомогенного состояния, т. е. при любом среднем уровне
концентраций в этой зоне всегда имеются (области с более бедным
и более богатым составом .смеси.
Совершенно очевидно, что общий срыв горения наступает при
предельном обеднении смеси в наиболее обогащенных зонах стабили-
—зированного пространства. Поэтому при «диффузионном» сжигании
Рис. 1. Условия срыва факела за стабилизатором при различных схе-
мах ввода топлива. Вп = 60 мм', = 60°; = 37° С.
газа среднее значение коэффициента избытка воздуха в зоне рецир-
куляции на режиме бедного срыва ад„ф тах оказывается выше, чем
при сжигании гомогенных смесей aroM тах. Причем, из рис. 1, а видно,
что абсолютное значение аДнф тах будет тем большим, чем выше неодно-
родность, распределения топлива. Косвенно ее можно оценить отно-
шением <
адиф. max
Х=„-------(2)
^кни. max
численные значения которого для ряда характерных случаев приве-
дены на рис. 2.
Если ввести х в критерий устойчивости (1), т. е. придать ему вид
-^ = /(%>). (3)
где аср — среднее значение а, определяемое по расходам газа и воз-
духа, то им, как видно из рис. 1, б, можно будет пользоваться для
6*
83
>
обобщения опытных данных как для готовых горю шх смесей, так
и при диффузионном сжигании газа с любой степенью неоднород-
ности смеси.
Из рис. 2 видно, что при диффузионном сжигании наиболее одно-
родную смесь (х -> 1) дает подача газа в область пограничного
Рис. 2. Схема ввода газа.
Значения %: а— 1.0—1,1; 6 — 1,3; в— 1,35; г — 1,7; д — 2,3.
слоя зойы циркуляции. Подача же газа концентрированными струями
в центральную часть зоны рециркуляции увеличивает неоднород-
ность смеси и повышает тем самым устойчивость процесса горения.
Однако такое искусственное загрубление состава смеси нерацпо-
Рис. 3. Характер изменения дальнобойности факела (а) и мест-
ной концентрации топлива (б) при струйно-стабилизаторном ме-
тоде.
нально в том отношении, что оно приводит к местному (в зонах обо-
гащения) затягиванию процесса горения.
При необходимости широкого диапазона устойчивой работы
и высоких значений аср> тах более рационально применение описан-
ного в [11 струйно-стабилизаторного метода диффузионного сжига-
ния газового топлива. Благодаря переменной длине факела вдоль
стабилизатора (рис. 3, о) такой прием обеспечивает существование
за стабилизатором в нужной мере обогащенных топливом зон в широ-
84
ком диапазоне изменения среднего избытка воздуха (рис. 3/ б).
В этом случае срыв горения происходит при некоторой минимальной
длине факела /ф mln. Местный состав смеси в этом факеле не отли-
чается от рассмотренного ранее аДнф тах. При струйно-стабилизатор-
ном методе величина его
ад»Ф.тах = *[з(-^-) ( ргш‘ ) ]> <4)
где к = 0,06 4-0,10 в зависимости от ширины стабилизатора [5];
^г. min — минимальная скорость истечения газа на режиме'срыва,
согласно 12]
^Г. min « 0,0125wl . (5)
Однако для стабилизатора в целом срывное значение коэффи-
циента избытка воздуха оказывается значительно выше, так как
при струйно-стабилизаторном методе оно возрастает в соотношении
адиф. max _ f/p- ч /рч
amaX~ (/ф/Wmln — °диФ- «п«А‘ф)<п1п- W
Следовательно, при широком рабочем диапазоне а целесообразен
струйно-стабилизаторный прием организации диффузионного сжи-
гания газа и конструктивные его решения, обеспечивающие наиболь-
шую длину стабилизатора и наименьшую длину факела на режиме
срыва.
ЛИТЕРА ТУРА
1. Христич В. А., Л ю б ч и к Г. Н. Некоторые особенности разви-
тия и горения газовой струи в циркуляционной зоне за стабилизатором. В кн.
Теория и практика сжигания газа, III. Л., «Недра». 1967.
2. X р и с т и ч В. А., Л ю б ч и к Г. Н. К вопросу об устойчивости
работы струйных горелочных устройств. Энергетическое машиностроение, № 3,
1966.
3. Христич В. А., Литошенко В. Н. Об особенностях зажига-
ния и стабилизации пламени при диффузионном сжигании топливного газа
за уголковыми стабилизаторами. Теплоэнергетика, № 7, 1969.
4. X р и с т и ч В. А., Бутовский Л. С. Структура эоны смеше-
ния и особенности выгорания газа за стабилизатором пламени. См. настоящий
сборник.
В. Ф. Занемонец, Л. В. Гололобова
иг АН УССР
ИССЛЕДОВАНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ РАБОТЫ
РАДИАЦИОННЫХ ГОРЕЛОК
С ПОРИСТЫМИ ОГНЕУПОРНЫМИ НАСАДКАМИ
При сжигании газовоздушных смесей в горелках с пористыми
огнеупорными насадками возможны нарушения стабильности зоны
горения: отрыв пламени от поверхности насадки, углубление пламени
в поры насадки с последующим проскоком в распределительную
85
(
камеру горелки, погасание пламени. При радиационных режи-
мах работы таких горелок наибольший интерес представляет исследо-
вание устойчивости пламени в отношении проскока.
В настоящее время имеются теоретические разработки и накоп-
лены экспериментальные данные по пределам проскока пламени
для большинства газов при различных условиях. Однако существу-
ющие теории не объясняют в полной мере те явления, которые про-
исходят в горелках с пористыми огнеупорными насадками, а экспе-
риментальные данные по проскоку пламени через пористые насадки
вообще отсутствуют. Разработка теории устойчивости горения газа
в таких горелках осложняется рядом^обстоятельств, главными из
которых являются рециркуляция тепла через твердый скелет порис-
той насадки и неопределенность формы пор.
При сжигании газа в радиационных горелках с пористыми
насадками реакция горения происходит в тонком слое над поверх-
ностью насадки. Значительная доля тепла реакции расходуется на
нагрев поверхности, с которой тепло излучается в окружающее
пространство и частично передается в глубину насадки. Тепло,
поступившее в глубину насадки, идет на подогрев газовоздушной
смеси, протекающей через ее поры. При повышении температуры
окружающего пространства увеличивается тепловой поток в глу-
бину насадки и возрастает температура стенок пор, что может при-
вести к воспламенению протекающего в порах газа. При этом зона
горения будет излучать меньше тепла в окружающее пространство
и непрерывно перемещаться к тыльной стороне насадки, а это в конеч-
ном итоге приведет к проскоку пламени.
Из приведенной схемы процесса видно, что причина проскока
пламени — воспламенение газовоздушной смеси в порах насадки,
поэтому задачей определения условий проскока' пламени через
пористую насадку является определение критических условий вос-
пламенения смеси в порах. Каждый элемент газа, перемещающийся
йо порам насадки, ведет себя как в замкнутом сосуде. Зависимость
температуры смеси от пройденного пути в точности соответствует
зависимости температуры от времени при реакции в замкнутом
сосуде.
Для анализа процесса рассмотрим физическую модель с упро-
щениями, удовлетворяющую важнейшему условию — сохранению
минимального числа самых характерных особенностей явлении.
Заменим сложную систему пор, образованных промежутками между
зернами, прямыми цилиндрическими каналами. Диаметр канала dK
выразим через средний диаметр зерен d3:
, - 2 е
где е — доля свободного объема насадки; п = —• е
Уравнение скорости изменения температуры смеси в объеме
86
_, л dl * 1
V — —~ Ах, перемещающемся вдоль канала, при учете теплоотвода
. можно записать так:
(1)
где ср — удельная теплоемкость смеси при постоянном давлении,
ккал/кг -град; р — плотность, кг/м3\ Т — температура, К; а —
коэффициент теплоотдачи, ккал/м2 • сек • град\ S — поверхность, ж2;
/ |У| — скорость выделения тепла, ккал)м3• сек\ == w — ско-.
рость смеси, м/сек.
Для упрощения задачи предположим, что теплопотерп из рас-
сматриваемого объема газа имеют место только через стенки каналов,
поверхность которых 5 == Jid&x. Зависимость скорости тепловыде-
ления от температуры при реакции горения определяется выраже-
нием \1)
где Q — тепловой эффект реакции, ккал/мол ь\ к — константа хими-
ческой реакции, молъ/см3-сек\ m— концентрация компонентов;
а — порядок реакции.
। Поделив обе части уравнения (1) на aS и на 0 = и при-
менив преобразование Франк-Каменецкого, можно привести его
к виду
<3>
где
wcppd3n
ь=—
Решение уравнения (3) приведено в работе [2]; показано, что
условие воспламенения может быть записано в виде
₽е = 1. (5)
Величина 0 зависит от диаметра канала, температуры его стенок,
теплоты сгорания смеси и ее кинетических характеристик. Чтобы
установить связь между параметрами при критическом режиме
воспламенения, приведем равенство ,(5) к более удобному виду.
Для этого выразим коэффициент теплоотдачи через скорость смеси,
воспользовавшись экспериментальной зависимостью, приведенной
в работе 13], откуда следует, что а = Лш1’36. После подстановки
87
в выражение для р вместо а его значения и несложных преобразо-
ваний условие воспламенения смеси в порах насадки примет вид
где
— Лхехр
£
ПТст
(6)
к
1 Срр .mapaEQ ’
рех типов насадок.
Диаметр зерен, jwjk: 1 — 1,22; 2 — 2,23; 3 — 2,74; 4 — 4,35.
В настоящее время затруднительно рекомендовать какие-либо •
численные значения кинетических характеристик реакции горения
ввиду значительных расхождений, имеющихся у равных исследова-
телей. Поэтому было целесообразно определить их на основании
экспериментальных данных. В опытах применялся природный газ
(QS = 8500 ккал/м3). Для обработки экспериментальных данных
уравнение (6) удобно представить в виде
u>o.Sb7’g+i
Л lge| Тст I*
(7>
lg
Правая часть этой формулы представляет собой уравнение прямой.
Следовательно, численное значение комплекса w0>3gyO4.v полученное
88
экспериментально, должно линейно зависеть от =—. Поскольку
/ ст
измерение температуры стенок пор представляет определенные
трудности, а при наступлении критического режима температура
огневой поверхности насадки, вероятно, очень мало отличается от
температуры стенок пор, расположенных вблизи этой поверхности,
в формулу (7) подставлялось значение температуры огневой поверх-
ности насадки. Результаты экспериментальных данных представлены
на рис. 1. Согласно литературным данным [1], порядок начальной
стадии реакции горения метана был принят равным единице. Энер-
гия активации, подсчитанная по тангенсу угла наклона экспери-
ментальной прямой, составляет 55 600 ккал/г’моль, что хорошо
согласуется с данными других исследователей [1, 4]. Полученные
экспериментально кинетические характеристики начальной стадии
реакции горения природного газа позволили рассчитать критиче-
скую температуру огневой поверхности насадки в зависимости от
№
Рис. 2. Зависимости критиче- 1500
скоц температуры поверхности
насадки Тп, от удельного рас- •
хода газа. /400
Усл. обозначения см. на рис. 1.
ООО
О 10 го 30 Ц} 50
удельного расхода газа. Результаты этих расчетов приведены на
рис. 2. В качестве иллюстрации сходимости расчетных и опытных
зависимостей на этом же рисунке нанесены экспериментальные точки.
Выводы
1. На основе теории теплового взрыва объяснен механизм про-
скока пламени через пористые насадки.
2. Установлена связь критической температуры огневой поверх-
ности пористой насадки с удельным расходом газа и диаметром
зерен насадки.
3. Определены границы устойчивых режимов работы горелок
с пористыми огнеупорными насадками.
<
ЛИТЕРА ТУРА
1. Щетников Е. С. Физика горения газов. М-, «Наука», 1965.
2. Зельдович Я. Б. Теория горения и детонация газов. М., Изд-во
АН СССР, 1944.
3. Л и н д и н В. М.,' Казакова Е. А. Химическое и нефтяное
машиностроение. № 6, 1965.
4. В и л ь я м с Г. У. и др. Горение метана в реакторе со смешивающи-
мися струями. XII Мсждунар. симпозиум по горению. Франция, Пуартье,
1968.
89
различных факторов на длину факела. Если принять за длину фа-
кела такое расстояние, на котором недожог составит 1% от исход-
ного горючего, то длина факела может быть определена из (6):
' / 4айсао Л п Л.
ехр--------— 11 = 0,01,
\ хи /
или
«. хи
** ~ 0,868аа — '
Учитывая, что
~ __ ^ао + ^бо 4-22,4 (Са о^ао-Ь^бо^бо)
/ , 273лЯ»
а
“О
выражение для определения длины факела можно представить в виде
/ф = 0,0335 --а-оГаО/^СбоГб° (1 + Р)’°’ь. (Ю)
Коэффициент массообмена при известной из эксперимента длине
факела и определенных условиях (концентрация, температура,
размеры горелочного устройства) можно определить из (10):
аа = 0,0335•Ga°Га 0*Сб°Гб0 (1 + РГ°’Ь. (И)
Проведенные расчеты ntr экспериментальным данным ряда ав-
торов показывают, что величину коэффициента массообмена можно
принимать порядка 6-10'4 — 12-10"4 м/сек, причем меныиая ве-
личина относится к меньшим скоростям движения топлива или спут-
ного потока. Проведение специальных экспериментов на цементных
печах позволит уточнить величину коэффициента массообмена.
Для сравнения предлагаемой методики расчета формы факела
рассмотрим цементную печь диаметром D = 3 м. Через горелку
диаметром dQ = 0,06 ле подается Ga 0 = 0,03 молъ/сек метана с тем-
пературой Га0 = 300° К. Воздух для горения с температурой Гб о —
= 800 К в количестве G6 0 = 0,066 молъ/сек занимает все сечепие
печи. Коэффициент избытка воздуха а = 0,05. Температура горения
7ф = 2400° К.
Расчет начального участка факела по методике эквивалентной
задачи теплопроводности приведен на рис. 2 и 3. Длина факела
по этой методике равна 15,5 м, а диаметр факела на расстоянии 1 ле
от устья сопла = 0,3 ле. Вычисленная по формуле (10) длина фа-
кела составит 1ф = 17,7 ле. Диаметр фронта пламени = 0,64 л.
Полученные расчетные данные близко совпадают с визуальной
картиной горения природного газа на печи с указанными размерами
и расходами горючего и окислителя. t
124
ЛИТЕРА ТУРА
1. Ходоров Е. И. Печи цементной промышленности. Л., Стройиздат,
1968.
2. Семикин И. Д. Закономерности факельного процесса сжигания
газа. Тр. Днепропетровского металлург, ин-та, вып. 33, 1955.
3. Спейшер В. А. Сжигание газа на электростанциях и в промыш-
ленности. М.» Госэпсргопздат, 1960.
4. В у л и с Л. А., Ерш ин Ш. А., Я р и в Л. П. Основы теории
газового факела. Л., «Энергиям 1968.
В. А. Христич, Г. Н. Любчик
Киоский политехнический институт
ВЛИЯНИЕ СВОЙСТВ ГАЗОВОГО ТОПЛИВА
ПА РАБОЧИЙ ПРОЦЕСС СТРУЙНО-СТавилизаторных
горелочных УСТРОЙСТВ
Сущность струйно-стабилизаторного приема организации сжи-
гания газового топлива детально описана в [1, 2]. Благодаря струй-
ной подаче газа за стабилизаторы (рис. 1) на газовые факелы на
всем их протяжении накладывается поле высокой турбулентности,
генерируемой в рециркуляционных зо-
нах. Кроме того, газовые струи вно-
сят в эти зоны п свою долю турбу-
лентных возмущений, обусловлива-
ющих высокую интенсивность массо-
обмена за стабилизатором. Это не
только интенсифицирует смесеобразо-
вание и горение (в результате чего
факел, несмотря на раздельную подачу
топлива и окислителя, горит за ста-
билизатором в режиме, близком к ре-
жиму горения гомогенных смесей), но
и придает горелке своеобразное свой-
ство саморегулируемости, позволяющее
ей эффективно работать в широком
диапазоне переменных коэффициентов
избытка воздуха.
В настоящее время несколько ти-
поразмеров таких горелочных ус-
тройств применяется в энергетике и про-
Рис. 1. Структура факела за стабилизатором.
1 — стабилизатор; i — циркуляционный вихрь;
3 — топливная струя; 4 — топливное сопло.
Газ
125
ыышленности для сжигания природного газа. Совершенно очевидно,
что с помощью таких горелок могут сжигаться и любые другие
Ьиды газообразного топлива. Различие может быть лишь в количе-
ственных зависимостях, описывающих процесс.
Обычно условия взаимозаменяемости топлив предполагают под-
держание заданной теплопроизводительпости горелки. При струн-
ной раздаче газа это условие можно записать в виде
лн ____
—/= КАЛ- = const (1)
Г Рг
ПЛИ
zdJj/Др,. = const, (2)
где
QH tS
—7= — Wo — число Воббе, постоянное для каждого топлива;
V Рг
z и dr — число и диаметр газораздающих отверстий; Дрг — давление
(избыточное) подачи топлива; рг — относительная плотность топлив
ного газа.
Из (2) для газов с разными числами Wo можно получить сле-
дующие частные решения:
1) при z — const и Дрг — const
dr~Wo; (3)
2) при z = const и dr = const
Apr~Wo; (4)
3) при Дрг = const и dr = const
z~Wo. s ' (5)
Нетрудно заключить, что приведенные выше соотношения сохра-
няют свою силу и в тех случаях, когда вид топлива изменяют для по-
вышения теплопроизводительпости горелки.
Между тем величины, необходимость изменения которых выте-
кает из условий (3)—(5), существенным образом влияют как на раз-
меры и теплопапряженность струйно-стабилизаторных факелов,
так и на устойчивость процесса горения [2]. В связи с этим настоя-
щая работа посвящена исследованию влияния вида применяемого
топлива па основные закономерности рабочего процесса струйно-
стабилизаторных горелочных устройств.
' Основные исследования проводились на метане, водороде и про-
пане. Некоторые из полученных результатов приведены на рис. 2.
Как и следовало ожидать, в качественном отношении характер вли-
яния различных параметров на величину /ф для всех испытанных
топлив остается одинаковым. На любом из них длина факела вдоль
стабилизатора (/ф) существенно зависит от скорости истечения (рас-
хода) газа, обусловливая саморегулируемость процесса горения.
Правда, разные топлива дают разные абсолютные длины факелов
и разную крутизну кривых /ф = / (шг). В связи с этим разной
126 .
127
оказывается теплонапряженность факелов й теплопроиэводитель-
ность ячеек (рис. 3). Если не принять во внимание это обстоятельство,
то возможны либо неполное использование сечения горелочного
устройства (1ф < либо ненормальности в его работе (при 2> ZCT).
В условиях конкретной ячейки различие в длинах факелов может
быть связано как с различием в скоростях истечения разных газов,
Рис. 3; Дальнобойность (а) и тепло-
напряженность (б) факелов за стаби-
лиаатором при разной теплопрояа-
водительности (Вст == 26 лм*,' dr =
и 3,3 мм; wOK = 37,4 м/сек).
1 — водород; я — метая; 3 — пропан.
так и с различием их физико-хи-
мических свойств. Среди послед-
них немаловажную роль играет
стехиометрический коэффициент
Lp, который, как известно [3 и
др. 1, влияет на длину пламени и
в случае свободного диффузион-
ного факела. Так, при турбулент-
ном режиме горения
Однако попытка учесть свойства
топлива одним, лишь стехиометри-
ческим коэффициентом не увенча-
лась успехом ни в случае струй-
но-стабилизаторной ячейки, ни в
случае свободного факела..
Для последнего, например, из
формулы (6) при е — const
М1+А,) f^const- <7)
Однако в таблице наблюдается
.довольно значительный разброс
этой величины, что говорит о на-
личии неучтенных факторов.
Можно было бы предположить,
что различия связаны с разницей
в коэффициентах диффузии (Z)M)
или нн, но из данных таблицы оче-
видной зависимости между длиной
факела и указанными характери-
стиками топлива не ощущается.
Результаты экспериментальных исследований
Топ- ливо «ф/* Lvt м3/м$ /ф ин» Рг 6 — 9 WrftbX,
М+Ь)
н2 160-180 2,38 47—53 180 0.611 0,069 0,93 0
сян8 - 260—290 23,3 11-12 41 0,088 1.49 1,04 4.20
СЩ 170-180 9,5 16-17 34 0,196 0,56 1.0 1.30
Г; Из всего этого следует, что неучтенным фактором является раз-
ная интенсивность турбулентности в факелах разных топлив и,
следовательно, разный уровень вносимых имн в зону рециркуляции
турбулентных возмущений.
' При экспериментах об этом косвенно можно было судить по ин-
‘тенсивностй турбулентного шума .пламени и визуальной картине
факелов. Кроме того, в литературе имеется ряд таблиц, в которых
можно найти данные, прямо свидетельствующие о влиянии
вида топлива на интенсивность турбулентности в пламени. Карло-
вич [4], например, для оценки пульсаций, генерированных горением
(максимального их значения), рекомендует уравнение, которое можно
привести к в>«ду
газа; 6 —
где рг = рг/рв — относительная плотность топливного
коэффициент молекулярного изменения при горении.
Значения рг, 6 и результаты
расчетов У(^пах)а для исслеД?~
ванных топлив также представлены
в таблице. Как видно, для водо-
рода пульсационная составляющая
скорости, генерируемая пламенем,
равна нулю, в то время как для ме-
тана и особенно пропана она пред-
ставляет собой существенную вели-
чину. В связи с этим и суммарная
турбулентность в факелах этих
топлив должна быть различной.
Это можно подтвердить, восполь-
зовавшись введенным в [5] «факто-
ром несмешения» кото-
рый представляет собой величину
Рис. 4. Зависимость /(£')’ =/(М
для разных топлив.
среднего квадратного значения пульсационной концентрации газа.
По данным [5] на рис. 4 построены графики изменения фактора не-
сметен ия по высоте водородного и пропанового диффузионных
пламен. Как видно, у водорода на всей протяженности факела фак-
тор несмешения остается существенно более высоким, чем в случае
пропанового пламени* *. _
Из данных таблицы нетрудно заметить, что величина _ш^8Х-в на-
ибольшей мере связана с относительной плотностью газа рг. О связи
турбулентности с плотностью свидетельствуют также данные экспе-
риментальных исследований [6], где плотность изменяли, заменяя
азот в воздухе 'гелием и аргоном.
♦ Немаловажную роль играет при этом и более высокая вязкость водорода.
• *
9 Заказ 9С9 129
Наконец, влияние свойств топлива проявляется, вероятно, еще
через один* фактор — плотность посадки диффузионного факела на
устье сопла. В [7 и дрЦ показано, что отрыв факела от устья приводит
к усиленной «аэрации» газовой струи, способствуя интенсификации
смесеобразования и горения. При характерных для" струйно-стабили-
заторных ячеек типоразмерах сопел факел СН4 отрывался от устья
одновременно с возникновением турбулентного режима, факел
О 10 Z0 30 аср
л 1 .Z оЗ
%
Рис. 5. Обобщение опытных данных по дальнобойности (а) и устойчивости (б)
факелов за стабилизатором.
1 — Н,; 2 — С»Н.; Л — СН4.
пропана был оторван во всем исследованном диапазоне режимов,
в то время как у водорода (вследствие высоких значений и,,) отрыва
факела вообще не наблюдалось. Последнее, как показано в [8],
ведет к ламинаризации факела, даже если струя в сопле является
при этом турбулентной.
Все это вместе взятое обусловливает весьма заметное влияние
свойств топлива па величину турбулентности, вносимой в зону ре-
циркуляции с газовым факелом. В ряде работ имеются указания
на то, что и турбулентность, генерируемая циркуляционной зоной,
тоже зависит от вида горящего за стабилизатором топлива. В резуль-
тате этого, как показано в [9], время пребывания газов в рецирку-
ляционной зоне в случае водородного и пропанового пламен может
различаться ~'в 2—3 раза.
130
В . <
Обработка опытных кривых рис. 2 показала, что в случае струино-
F стабилизаторного факела все эти вносимые видом топлива различия
• в достаточной мере учитываются обобщающей зависимостью: \
или приближенно \ ч
I РгЦ,|~ , z (10)
\ dr / Т РОк^Ок
т. е. обе они содержат и стехиометрический коэффициент, и относи-
k тельную плотность топлива.
Как видно из рис. 5, ах для всех исследованных в этой работе
[ газовых топлив опытные данные обобщаются при значении постоян-
ной
А ^3,6.
При экспериментах регистрировались также условия срыва
факела со стабилизатора. Результаты обработки в форме = f (а)
•°ст
приведены на рис. 5, б. Как видно, у водорода диапазон устойчи-
вого горения значительно шире, чем у метана и пропана. Это объяс-
няется различием их концентрационных пределов распространения
пламени, которые сохраняют свое влияние ввиду близости режима
горения за стабилизатором к горению гомогенных смесей.
- Приведенные выше уравнения (9), (10). могут быть использованы
не только для оценки длины факелов различных топлив в системе
струйно-стабилизаторпой ячейки, но и для сравнения их тепло-
напряженности
В данном случае объем горящего за стабилизатором факела
= ^ф^ст^п max»
где 1П тах — максимальная длина факела по потоку; к — коэффи-
циент формы факела, определяемый фотометрированием (^0,7).
После несложных преобразований получим
2 Ср^Рг^г УрОк^ок / dr \1,а , . ’ .
(^о+1) Рентах \ '
Отсюда нетрудно показать, что при фиксированных размерах струн-
но-стабилизаторной ячейки и равных теплопроизводительностях
соотношение между теплонапряженностями факелов разных топлив
определяется соотношением
\£q + 1 / j . ” /19)
1 A
9
131
В частности, для исследованных топлив
^£*.=1,03; «сш=1,27,
т. е. теплонапряженности факелов СН4 и С3Н8, величина ее при этих
же условиях получается почти на 30% меньшей. Иначе говоря, это
означает, что одна и та же струйно-стабилизаторная горелка на ре-
жиме 1ф = idem при сжигании водорода будет работать с соответ-
ственно меньшей теплопроизводительностью. 'Правда, это не соз-
дает каких-либо препятствий, поскольку соответствующим измене-
нием гидродинамических параметров можно обеспечить любое по-
вышение и теплонапряженности факела, и теплопроизводительности
горелки. В случае водорода, например, можно воспользоваться
его высокой устойчивостью горения (рис. 5, б) и соответственно по-
высить скорость обтекания стабилизаторов воздушным потоком
щОк, что, как видно из формулы (11), существенно повышает тепло-
напряженность факела. Этому же способствует рост параметра
(dJB^ и нанесение зазубрин па кромки стабилизаторов.
ЛИТЕРАТУРА
1. Христич В. А., Л ю б ч и к Г. Н. Интенсификация диффузион-
ного сжигания газов. Энергетика и электротехническая промышленность, № 2,
2. X р и с т и ч В. А., Л ю б ч и к Г. Н. Некоторые особенности раз-
вития и горения газовой струи в циркуляционной зоне за стабилизатором.
В кн.: Теория и практика сжигания газа, III. Л., «Недра», 1967.
3. С п е й ш е р А. В. Сжигание газа на электростанциях и в промышлен-
ности. М., «Энергия», 1967.
4. Karlowitz В., Denniston О. W-, Jr, Well F. Е. J,
Chem. phys., 19, №5, 1951.
5. Гаусорн В., У и де л л Д., X ото л л Г. Смешивание и горе-
ние в турбулентных газовых струях. Вопросы горения, 1. М., ИЛ, 1953.
6. W a g п е г Р. NACA Т, № 3575. 1955. -
7. Шолфильд Д., Г а р с а й д Дж. Структура и устойчивость диффу-
зионных пламен. Вопросы горения, 1. М., ИЛ, 1953.
8. ’Воль К., Капп Н., Га с лей К. Устойчивость открытых пла-
мен. Там же.
9. Q u i с k A. W. J. Roy. Aeronart. soc., 70, № 667, 1966.
Б. К. Алияров, Ш. А. Ершин, 3. Сакипов, Ж. Шатеков
Институт внергетики АНКавССР
ИССЛЕДОВАНИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ
РАЗВИТИЯ ДИФФУЗИОННОГО ФАКЕЛА
ВДОЛЬ ТВЕРДОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Известные исследования газового факела относятся к случаю
течения с симметричными граничными условиями [1]. Вместе с тем
в некоторых типах промышленных топок газ сгорает в так называ-
емых настильных факелах при одновременном образовании двух
видов пограничного слоя — пристенного и свободного. Подобного
132
рода течения инертного газа (полуограниченные, или пристенные,
струи) изучены достаточно хорошо [2]; пристенные пламена практи-
чески не исследовались. Ниже приводятся некоторые результаты
экспериментального исследования аэродинамики плоского турбу-
лентного диффузионного газового факела, распространяющегося
_вдоль гладкой твердой поверхности.
Опыты проводились на установке, подробно описанной в рабо-
тах [3, 4]. В соответствии с новыми задачами установка несколько
модернизирована: осуществлен подвод бытового газа (пропан-бутан)
к струйному аппарату и установлен тонкий стабилизатор пламени
(металлическая пластинка 4x150 мм2) па выходной кромке сопла
со стороны однородного потока. Установка позволяла изучать как
затопленные, так и спутные полуограниченные факелы.
В опытах измерялись полный напор, концентрация трех основ-
ных компонентов газа (СО2, СО, О2) и температура в различных
• сечениях факела. Измерение давления и отбор газа производились
охлаждаемой трубкой Пито с прямоугольным приемным отверстием
0,4x1,5 мм2. Скорость отсоса газа определилась значением плот-
ности потока массы ри в точке отбора. Распределение температуры
в факеле измерялось с помощью зачехленной в тонкую керамиче-
скую трубку платино-родиевой термопарой с диаметром спая 0,4 мм,
расположенным вблизи приемного отверстия пневмометрической
трубки. Динамический напор регистрировался на микроманометре
ММН,- температура — на потенциометре ПП, химический анализ
газов производился на аппарате ВТИ и параллельно на хроматографе
ГСТЛ. Расход топлива контролировался ротаметром РСП.-5. При
' проведении опыта соблюдалось постоянство режима. Перемещение
измерительных насадков осуществлялось координометром, обеспе-
чивающим точность отсчета 0,1 мм в поперечном и 0,5 мм в продоль-
ном направлениях.
Опыты проводились с адиабатической и изотермической стен-
дами, описание которых также имеется в работах [3, 41. Для общего
представления приводятся основные размеры установки: амбразура
сопла, из которого происходит истечение газа, 8x150 мм2, размеры
сопла для организации спутного потока 200x150 жжа, габариты
поверхности, вдоль которой распространяется факел, 700X150 жж2.
Всего произведено свыше 20 серий опытов, режимные параметры
которых приведены ниже*. Условия па стенке: изотермическая
поверхность — Tw = const, адиабатическая поверхность —
дТ/ду\и> = 0; и0 = 23 м!сек\ се = 2,7; Т = 300° К. Остальные па-
раметры:
• Обозначения к статье: х и у — продольная и поперечная координаты по-
граничного слоя, м; Ьо — высота выходного сечения сопла, ж; х/Ъ0 — безраз-
мерное расстояние от среза сопла; скорости, м!сек'. и0 — на выходе из
сопла, ип — в однородном потоке, umax — максимальная в данном сечении, и —
текущая; температура, ° К: То — топлива на выходе из сопла, Тп —
однородного потока, Ттах — максимальная в данном сечении, fw — стенки,
Т — текущая.
133
Н., В. Алексеев, А. Л. Сурис,
С. Н. Шорин
михм
ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ
ПРОЦЕССОВ ОКИСЛЕНИЯ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ГАЗОВ
ПРИ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Процессы окисления углеводородов при высоких температурах
представляют собой сложную совокупность химических превращений
с участием ряда соединений. Большую роль при этом играют атомар-
ные и радикальные частицы, образующиеся в результате диссоци-
ации молекул. В настоящее время достаточно полно рассчитаны
термодинамические характеристики продуктов полного сгорания
углеводородного сырья, в основном природного газа. Процессы
неполного окисления углеводородов с целью получения непредель-
ных соединений изучены значительно слабее. Неполное окисление
углеводородов при высоких температурах представляет более слож-
ный процесс, чем полное горение, в связи с тем, что в этом случае
необходимо учитывать реакции термического крекинга исходного
углеводородного сырья. В настоящей работе представлены резуль-
таты термодинамического анализа многокомпонентной химически
реагирующей системы углерод — водород — кислород, которая соот-
ветствует процессам окисления углеводородов в различных условиях.
В качестве исходного сырья рассматриваются газы метан, этан и про-
пан, имеющие большое значение в промьйпленном использовании
углеводородного сырья.
При расчете термодинамически равновесного состава продуктов
высокотемпературного окисления углеводородов необходимо пра-
вильно выбрать определяющие компоненты реагирующей системы.
Несмотря на то, что число компонентов, которые могут участвовать
в процессах неполного окисления, может быть велико, содержание
'некоторых из них весьма незначительно и они практически не оказы-
вают влияния на изменение состава системы в целом.
Равновесные составы продуктов высокотемпературного окисления
углеводородов рассчитывались с учетом 19 следующих компонентов:
Н2, Н, С, О, О2, ОН, Н2О, СН4, СО, СО2, С2Н2, С2Н4, С2Н, СвНвл
С2, С3, СН,£Н2, Снз. Предполагалось, что твердый углерод в системе
отсутствует, что справедливо в случае быстропротекающих высоко-
температурных процессов, когда время протекания реакции меньше
времени образования твердой фазы. Это подтверждает также анализ
состава углеводородных систем в присутствии твердой фазы.: в доста-
точно широком интервале температур в системе преобладают твердый
углерод и водород. Поэтому при анализе процессов неполного окис-
ления углеводородов рассмотрение гомогенной системы более соот-
ветствует реальности.
При неполном окислении углеводородного сырья в результате
реакций термического крекинга исходных углеводородов возможно
образование большого числа различных соединений, но согласно
140
t работе Дэффа и Бауэра*, в число рассматриваемых компонентов
включены только CeHe, СН4, С2Н, СН3, СН2, СН, С2Н2 и СаН4,
л содержание каждого из которых в определенных условиях становится
i значительным. Исходные этан и пропан при расчете также не учиты-
вались, потому что из всех алканов термодинамически наиболее
устойчивым является метан.
Расчетная система уравнений для определения многокомпонент-
ного состава продуктов окисления в изобарных условиях в пред-
положении, что все компоненты находятся в состоянии идеального
' газа, записывается на основе законов Дальтона, действуюп^их масс
и сохранения масс. В качестве независимых уравнений, описыва-
’ ющих все возможные химические превращения в системе, приняты
уравнения полной диссоциации данного компонента на элементы.
Таким образом, расчетная система уравнений может быть предста-
• влена в виде
v РсРнРо
л с н„о = --;
“ ₽ Т Рс н„о
° ₽ т
п
i-i'
пс пс
2 “р* 2 ар<
1—1 __ / С \ 7—1____ _ f С \
"”н \"Н/о’ по " \ О /о’
2 2 ypi
(1)
(2)
(3)
где Кс но— константа равновесия реакции полной диссоциа-
ции данного компонента на атомы СаНрОт аС + pH + уО;
п — общее число компонентов; р0 — общее давление в системах;
числа компонентов: пс — углеродсодержащих, «н — водородсодер-
(С \ / с\
тг) »(тт) — соотношение эле-
ментов в составе исходных продуктов.
Полученная система состоит из 16 нелинейных и 3 линейных
уравнений с 19 неизвестными.
Для определения температуры реакций окисления в адиабати-
ческих условиях были рассчитаны суммарные полные энтальпии
конечных продуктов:
1-1
С помощью величины
по
« = 2 У Pi (5)
i-i
♦Duff R. Е., Bauer S. Н. J. chem. phys., v. 36, 1962.
141
может быть определен коэффициент изменения объема (Kv) по отно-
шению к исходной смеси углеводорода и кислорода:
(6)
где г’, — объемная доля кислорода в исходной смеси.
Адиабатическая температура реакции определяется
из урав-
нения
+ I0V'r°V' = 7KOHA'V’
(7)
где — полная энтальпия исходного кислорода, отвечающая
температуре его предварительного подогрева; 7стн — полная эн-
тальпия исходного углеводорода (под исходным углеводородом
может также подразумеваться смесь различных углеводородов,
соответствующая заданному соотношению -уг ).
Но/
Расчет термодинамически равновесного состава, определяемого
системой уравнений (1)—(3), проводился на ЭВМ М-220 по методу
Ньютона. Выбранный метод обеспечил хорошую сходимость в про-
цессе решения при всех рассмотренных параметрах системы. Равно-
весный-состав был рассчитан в интервале температур 1000—4000° К
и общем давлении в системе 1 ат для следующих соотношений (-: -
/С\ - кН/о
и и соответствующих им коэффициентов расхода кислорода а:
\н Л ч ОЮ а о и |Д /С\ 1оА) а /С X \н?0 О1П а
0,25 0,25 1.00 0,333 0,286 1,00 0,375 0,30 1,00
0,833 0.30 0,91 0,314 1,00 0,30
1,00 0,25 1,00 0,286 1,07 0,28
1,25 0.20 1,11 0,258 1,15 0,261
1,667 0,15 1,25 0,229 1,25 0,24
2,00 0,143 1,50 0,20
2,50 0,115 2,14 0,14
3,00 0,10
Содержание некоторых основных компонентов в процессах окис-
ления метана и пропана для различных коэффициентов расхода
кислорода представлены на рис. 1 и 2.
Все рассчитанные варианты составов систем с различными коэф-
фициентами расхода кислорода можно разбить на три группы, каж-
дая из которых имеет определенные характерные особенности. Соот-
С
ношения определяющие границы каждой группы, отвечают:
D (’§’)»> 2) (£). = != 3> (£). <1 °₽и “ « г
К первой группе относятся процессы неполного окисления угле-
водородного сырья, при которых возможно образование непредель-
142
pitam
Рис. 1. Равновесный состав продуктов окисления метана в зависимости от тем-
пературы.
1 — С/О ~ 0.25; 2 — СЮ « 0,83; J-C/O - 1,0; 4 — С/О =* 1,25; 5 — С/О = 1,67.
143
Рис. 3. Содержание некоторых продуктов диссоциа-
ции в продуктах полного окисления метана, этана и
пропана.
1 — СН4; 2 — С.Н,; з — С,Н.; а = 1.
v’ V
t
Рис. 4. Зависимость адиабатиче-
ской температуры реакций окис-
ления пропана от коэффициента
расхода кислорода при различном
подогреве пропана и кислорода.
Значения То, °К: 1 — 293, 2 — 500,
3 — юоо; I — подогрев кислорода,
II — подогрев пропана.
146
i • V
Значения суммарной полной энтальпии продуктов окисления метана, этана,
пропана » 10-4 кал]моль, и коэффициента а
т, °к Л С/О = 0,25 С/О=1»00 АС/О= 1,667
У/ а I а & - а •
1000 —6,302 С 1,333 /Н =0,250 —0,7797 0,3750 —0,5500 0,2797
1200 —6,078 1,333 —0,2860 0,3382 -0,2717 0,2717
1400 —5,842 1,333 —0,0763 0,3343 01077 0,2626
1600 —5,593 1,333 —0,0888 0.3335 0,7079 0,2397
1900 —5,165 1,329 0,3386 0,3333 1,121 0,2316
2000 —4,993 1,326 0,4255 0,3331 1,224 0,2311
2200 —4,567 1,314 0,6105 0.3326 1,432 0,2303
2400 —3.979 1,290 0,8229 0.3312 1,664 0.2292
2600 ' —3,171 •1,247 1,084 0.3283 • 1,944 0.2269
2800 —2.120 1,185 1.420 0.3227 2,301 0.2226
3000 —0,8464 1,100 1,857 0,3136 2,761 0.2155
3500 2.813 0,8266k 3,392 0,2738 4,361 0,1845
4000 ' ч 5.482 0,6071 4,935 0.2303 6,032 0,1491
С/О = 0,286 С/О = 1,00 С/0 = 2,00
Т, °К 'У' I а я - а а
1000 —6.532 1,400 С/Н = 0,333 —0,9796 0,4498 —0.8544 0,3355 ,
1200 —6,304 1,400 -0,4433 0,4057 —0,5500 0,3900
1400 —6,065 1,400 —0,2491 0,4011 0,1963 0,2962
1600 —5.811 1,399 —0,0829 0.4003 0,9616 0,2613
1900 —5,375 1,396 Q.1680 0,4000 1,405 0,2511
2000 —5,199 1,392 0.2550 0,3998 1,514 0.2505
2200 —4,758 1,379 0,4401 0,3992 1,734 0.2496
2400 —4,146 1,352 0,6514 0,3976 1,976 0.2483
2600 -3,304 1,305 0,9095 0,3942 2,265 0,2458
2800 —2,216 1,237 1,240 0,3879 2.630 0,2410
3000 —0,9153 1,148 1,668' . 0,3776 3,095 0,2332 ч
* 3500 2,713 0,8675 3,161 0,3325 4,692 0,1990 '
4000 • 5,322 0,6467 4,656 0,2836 6,358 0,1601
с/о=о,зо С/О = 1,00 с/о=з.оо
Т, °К а 1 а •2Z а
. 1000 —6.631 1,429 С/Н = 0,375 —1,061 0,4814 —0 9987 0,3139
1200 -6.401 1,429 —0.5180 0.4346 —0 3786 0,2911
1400 -6,160 1.428 —0,3231 0,4297 0,5925 0,2511
1600 —5,905 1Л23 -0,1565 0,4289 1,576 0.2114
- 1900 —5,465 1,424 0,0947 0,4285 2,055 0,2011
2000 -5,287 1.420 0,1820 0.4284 2,173 0,2005
2200 -4,841 1,406 0,3670 0,4277 . 2,4094 0,1997
2400 -4,218 1,378 0,5778 0,4261 2.667 0,1986
2600 —3.362 1,330 0,8346 0,4225 2,972 0,1964
2800 —2,258 1,260 1,163 0.4160 3,352 0,1923
3000 —0,9459 1,168 1,586 0,4051 3,830 0,1856
3500 2,669 0,8850 3,059 0,3581 - 5,436 0,1561
4000 5,251 0,6640 4,530 0.3074 7.082 '0,1230 -1
10* 147
/
.( . 1
углеводороды практически отсутствуют, их содержание не превы-
шает 0,1%. . .
Составы, систем с соотношением C-q-J <1 (а^ 1) характери- .
зуются появлением продуктов полного сгорания, таких, как дву-
окись углерода и пары воды. По мере приближения значения а
к единице их содержание становится преобладающим. При а = 1
система полностью состоит из паров воды и двуокиси углерода до тем- I
ператур порядка 2000° С. При более высоких температурах проис-
ходят процессы диссоциации данных соединений, приводящие к обра- ]
зованию СО, О, О2, ОН, Н2 и Н (рис. 1, 2, 3). Свойства таких систем j
достаточно хорошо изучены и в настоящей работе не рассматри-
ваются.
Рассчитанные величины суммарной полной энтальпии конечных ’
продуктов и коэффициента, определяющего изменение объема Си-
стемы (см. таблицу), позволяют определить адиабатическую темпе-
ратуру реакции для каждого заданного состава и различных темпе-
ратур подогрева исходного сырья. Зависимость этой температуры
от коэффициента расхода кислорода для пропана при различных
температурах подогрева исходного кислорода представлена на рис. 4.
Для рассмотренного интервала изменения величины а адиабатиче-
ская температура реакции Тл увеличивается с возрастанием коэффи-
циента расхода кислорода. Эффективность подогрева кислорода
увеличивается с возрастанием величины а.
Результаты расчетов показали, что уровень адиабатической тем-
пературы в процессах неполного окисления углеводородов при соот-
ношении (в условиях возможного образования ацетилена)
является довольно низким. При этих температурах содержание
ацетилена в продуктах окисления очень незначительно, поэтому для
проведения процесса с высоким выходом непредельных соединений
приходится применять интенсивный предварительный подогрев
исходных продуктов, величина которого может быть получена из
представленных выше данных о составах и суммарных энтальпиях
продуктов окисления углеводородов.
Результаты проделанного термодинамического анализа реакций
окисления углеводородов могут быть использованы для выбора
оптимальных параметров проведения процессов, а также для оценки
влияния их изменения на состав конечных продуктов и характе-
ристики систем. Полученные данные можно также использовать
для приближенных расчетов равновесных составов других смесей,
которые не очень сильно отличаются от рассмотренных соотношений
исходных продуктов.
\ (
В. А. Жуков, А. С. Иссерлин, М. И. Певзнер
лиэи
ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНАЯ КОНВЕРСИЯ
ПРИРОДНОГО ГАЗА
Одним из направлений использования природного газа в техно-
логических процессах является получение из него восстановительных '
газов путем конверсии. Кислородная конверсия природного газа
требует наименьших затрат тепла на осуществление, и ее реализация
связана с простыми конструктивными решениями. Процесс заклю-
чается в неполном горении углеводородов с кислородом. Получа-
ющиеся при этом продукты конверсии (в основном окись углерода
и водород) являются восстановителями и одновременно теплоноси-
телями, так как нагреты до высоких температур.
Процесс высокотемпературной конверсии может быть осуще-
ствлен в свободном реакционном объеме (без катализатора) с большой
интенсивностью (5 4-10)-10е ккал[м3-ч. Конвертор для получения
газов-восстановителей представляет собой цилиндрический аппа-
рат, футерованный высокоогнеупорным кирпичом. В верхней части
конвертора устанавливается газокислородная горелка специальной
конструкции.
В ряде работ, проведенных в Советском Союзе и за рубежом,
приводятся схемы расчета состава продуктов кислородной конверсии
природного газа [1—4]. Монтгомери и др. [4] рассмотрели вопросы
термодинамики получения конвертированных газов при частичном
окислении метана. Все расчеты авторы указанной работы провели
исходя из предположения изотермического равновесия системы.
Воспользуемся уравнением, приведенным в работе [4], для ори-
ентировочной оценки количеств продуктов, получающихся в резуль-
тате неполного окисления метана кислородом. Для упрощения
считаем, что в продуктах конверсии отсутствуют несгоревшие метан
и углерод. Тогда реакция запишется в виде
СН4 + пОа аН2О + (2 - а)Н2 + feCO -f- (1 - fc)CO2.
Вводим в систему дополнительное условие — отношение водорода
к окиси углерода в продуктах реакции (г = ) — и через него
выражаем все остальные неизвестные:
где Kj — константа равновесия реакции.
СО 4~ Н2О -«—- Н2 -f- СО2;
при t = 1400° С Кг = 0,31.
Принимаем соотношение г — 1,7 как наиболее часто встречающееся
в практике, тогда получим: а — 0,435; Ь = 0,922; п = 0,757. Отсюда
149
найдем состав конвертированного газа, %: Н2 — 52,2; Н2О — 14,4;
СО - 30,7; СО2 = 2,6.
Как показывает этот ориентировочный расчет, на 1 моль метана
расходуется 0,75 моль кислорода, а не 0,5, как следует из теорети-
ческих предпосылок.
Для более точного расчета продуктов конверсии природного газа
воспользуемся исследованиями, проведенными ВНИИГДЗ, ГИАП
и другими организациями [1—3]. Состав конвертированного газа
определяется путем решения линейно-квадратичной системы
уравнений 6-го порядка. При этом уравнения для реакции фазы
конверсии составляются следующим образом:
1) z + и 4~ 0,01 VK г = 1,026 — по балансу углерода;
2) х + у 4- 0,02VK> г = 1,967 — по балансу водорода;
3) 0,5i/ 4- 0,5z 4- и — 0,95Ук г 4- 0,01 — по балансу кислорода;
4)х4- !/4- z4* u4- 0,01Уь ; 4- 0,039 4- 0,05VK = VK r - по
суммарному балансу реакции фазы конверсии;
5) у 4- и = 0,13VK> г — по заданному содержанию СО2 4- Н2О
в продуктах конверсии;
6) хи = 0,31 yz — по равновесию реакции водяного газа,
где х, у, z, и — соответственно содержание водорода, водяных паров,
окиси углерода и двуокиси углерода в конвертированном газе, мI * 3/м3
природного газа; VK г — выход конвертированного газа, м3/м3
природного газа; 1,026; 1,967; 0,039 — соответственно содержание
газообразного углерода, водорода и азота в природном газе, м3/м3
природного газа;. 0,13Кк. г — заданное содержание СО2 4г Н2О
(13%); 0,01 VK г — заданное содержание СН4 (1%); 0,31 — величина
константы равновесия Kt реакции водяного газа при принятой
температуре конвертированного газа 1400° С.
Состав исходного природного газа, %: СН4 — 91,3; С2Н6 — 2,1;
С3Н8 — 0,95; С4Н10 — 0,5; С6Н12 - 0,25; СО2 - 1,0; N2 - 3,9;
технического кислорода: О2 — 95; N2 — 5,0.
Решение указанной системы уравнений приводит к определению
состава конвертированного газа:
Водород .......................... .
Окись углерода.................: . . .
Водяные пары.........................
Двуокись углерода ...................
Метай................................
Азот.................................
Выход.
м*/м* при-
родного газа
1.60
0,94
0,31
0,056
0,03
0.074
Выход, %
53,2
31,2
10,3
1.9
1.0
2.4
к.
3,01 100
V
в
I
Расход технического кислорода на процесс VK = 0,706 <н3.
Отношение концентраций водорода и окиси углерода в конверти -
fHj] 1,60 j
рованном газе = 1,70.
150
Коэффициент, учитывающий концентрацию кислорода в исходной
смеси и степень окисления углеводородов,
п п е_____________________=0 5 0,706 — 0 354
” °’ ' ’да-о.оз °-354-
Эффективность по углероду, т. е. выход восстановителей на
единицу прореагировавшего углеводорода:
[СО+Н2] 0,944-1.60 9 t-ц
с ‘да-0’03 ’ ’
Эффективность по кислороду, т. е. выход восстановителей на
единицу прореагировавшего кислорода,
Л [СО4-Н2] _ 0.944-1.60 _ о рл
а°* [О2] 0,706
- В работе [21 выведены на основе экспериментальных данных
уравнения (а — Ь) для определения материальных показателей
процесса высокотемпературной конверсии природного газа, по со-
ставу близкого к принятому в данных расчетах. f
Эти уравнения имеют вид:
- ос = 3,95—4,0ар; (а)
с0,= 1>98^----2,0; ' (б)
ар
-^• = 2,48-2,15ар. («)
Подставляя в эти уравнения значение величины сср, Найденной
в наших расчетах, получим:
сгс = 3,95 - 4-0,354 = 2,53;
ао; = 1,98й4г-2,0=3,60;
-^-=2,48-2,15.0,354 = 1,72.
Сравнение величин показателей процесса, полученных по мате-
риальному балансу и по уравнениям (а — Ь), дает хорошее совпаде-
ние. Приведенные данные свидетельствуют о том, что для определе-
ния материальных показателей высокотемпературной конверсии
природного газа можно пользоваться сравнительно простыми
зависимостями.
ЛИТЕРАТУРА
1. Корнилов Б. П., Л е й б у ш А. Г. Тр. ГИАП, вып. 3. Госхимиз-
дат, 1954. ,
2. Казарновский Я. С. и др. Химическая промышленность,
№ 8, 1962.
3. Т е с н е р П. А. Газовая промышленность, № 9, 1963.
4. Montgomery С. W., Weinberger Е. В., Hoffman D. S.
Ind. and eng. chem., v. 40, Ks 4, 1948.
151
А. А. Шатиль^ В. II. Афросимова, М, А, Поляцкин г
' ЦКТИ —ЦНИТА
/
ОГНЕВОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ
И ДАЛЬНЕЙШЕЕ ПОВЫШЕНИЕ МОЩНОСТИ ТОПОК
Высокие темпы увеличения мощности котлов в последние годы
придают особую остроту вопросам рационального проектирования
топок, так как допускаемые при этом ошибки влекут за собой боль-
шие издержки из-за снижения надежности и экономичности оборудо-
вания. В настоящее время проектирование мощных топок базируется
в основном на опыте эксплуатации топок меньшего размера. Однако
перенос этого опыта на большие топки, основанный на весьма общих,
а иногда и ошибочных представлениях, не всегда оказывается
удачным [4J. Такое положение объясняется недостаточной разработ-
кой расчетных методов, полуэмпирический характер которых не
позволяет производить надежную экстраполяцию в сторону увели-
чения размеров топки, а также недооценкой возможностей и слабой
разработкой методов приближенного огневого моделирования. Оче-
видно, наличие правил переноса результатов испытаний с огневой
модели на натуру дало бы возможность уменьшить ошибки проекти-
рования мощных топок на основе топок меньшего размера.
В первую очередь необходимо остановиться на выборе тепло-
напряжений сечения qp и объема топки qy, которые определяют
гидравлическое сопротивление, воспламенение, горение, теплообмен
и надежность работы топочного устройства [2]. Очевидно, эти пара-
метры связаны между собой соотношением
где Н — высота топки. Следовательно, при соблюдении геометри-
ческого подобия с увеличением размеров топки необходимо либо
увеличивать либо уменьшать qy (либо то и другое одновременно).
В этом случае необходимость сохранения температуры газов на
'-выходе из топки не позволяет увеличивать qpt так как это приводит
к относительному уменьшению лучевоспринимающей поверхности.
Поэтому, например, увеличение паропроизводительности D с 200
до 800 т/ч при соблюдении qp = idem требует увеличения Н в 2 раза
и снижения qy также в 2 раза.
Известно, что величина qp пропорциональна характерной ско-
рости потока w, а величина qy обратно пропорциональна времени
пребывания продуктов горения в топке т, и связь между ними
имеет вид
wx — H. (2)
V
Это означает, что при увеличении размеров топки пропорци-
онально квадратному корню из ее мощности (т. е. при w = idem)
соответственно возрастает т (снижается qv) и улучшаются условия
горения. Причем при строгом соблюдении геометрического подобия
152
f’-ron
УЛ-ор
' и значительном раз. ии в размерах температура на выходе из
натурной топки будет ниже, чем в модельной за счет большей степени
черноты 'топочного излучения Указанное обстоятельство при
'переходе от модели к натуре компенсируется повышением тепло-
напряжения сечения qp [11]. Переход от топки меньшего размера
к топке большего размера не сопровождается столь существенным
увеличением степени черноты е,., как в первом случае,’ поскольку она
в пределе стремится к единице. Тем не менее величина qp с увели-
чением мощности котлов неуклонно растет, что обусловлено стремле-
нием проектантов, по возможности сдержать рост размеров топки.
Увеличение qp приводит к увеличению удельных тепловоспри-
ятий экранных поверхностей нагрева. Кроме того, сохранение каче-
ства перемешивания и стабилизации горения в топке требует соблю-
дения условия -^оп = idem [3, 9), где Frop и FTOI, — площади
- гор
сечений горелок и топки. Одновременно с ростом qp при
= idem возрастает гидравлическое сопротивление. Указанное поло-
жение справедливо как для открытых топок, так и для многокамер-
ных с преДтопками той или иной конструкции (циклонными, вихре-
выми и т. д.). Правда, повышение скоростей в горелках улучшает
смесеобразование, поэтому некоторое (с отставанием от роста qp *
р
и не в ущерб воспламенению) уменьшение отношения — £г°— допу-
i‘гор
стимо. Отметим* что сопоставление эксплуатируемых топок в широ-
ком диапазоне их производительностей указывает на устойчивую
закономерность увеличения qp., скорости в горелках и гидравли-
ческого сопротивления горелок и топок с ростом мощности
котлов. t
Опыт эксплуатации показывает также, что пренебрежение тен-
денцией уменьшения qy с ростом мощности при создании крупных
агрегатов приводит к снижению надежности работы топки и услож-
нению ее конструкции, так как для снижения температуры продуктов
сгорания это требует размещения в зоне высоких температур допол-
нительных поверхностей' нагрева (ширм, двухсветных экранов)
или применения рециркуляции охлажденных дымовых газов. Таким
образом, повышение мощности котлов должно сопровождаться повы-
шением qp и снижением qy.
Для того чтобы ослабить относительное отставание роста площади
экранной поверхности при увеличении qp с ростом мощности котло-
агрегата, используется прием, заключающийся в непропорциональ-
ном увеличении одного из трех размеров призматической топки.
В отечественной практике до недавних пор это выражалось в увели-
чении ширины котла, что, позволяя сохранить qp и qv на прежнем
уровне, привело к созданию многокорпусных котлов, т. е. к механи-
ческому составлению в ряд котлов меньшей мощности. При переходе
большой энергетики на закритические параметры пара такой прием
проектирования котлов по условиям их надежности оказался не-
перспективным, так как э.то обусловливало снижение весовой
153
скорости рабочей среды в экранных трубах. Наряду ~ этим увеличение
ширины топки более 30—36 м оказалось на данном этапе невозмож-
ным из-за ограниченности длины обдувочных аппаратов. Американ-
ские котлостроители пошли по пути увеличения высоты и глубины
топок [7, 8], что позволил^ им спроектировать котлоагрегаты блоков
1300 и 2000 Мет с размерами топок 34 X 16 X 58 и 37 X 22 X 66 м
соответственно [1]. В этих пылеугольных топках с сухим шлако-
удалением составляет 5,5 и 5,7 Гкал/м2-ч, a qv — 96 и
86 Мкал/м3 • ч. Эксплуатируемый котлоагрегат блока 1150 Л 1вт,
оборудованный циклонными предтопками (23 шт. встречно), имеет
Qf = 8,5 Гкал/м2-ч п qv = 180 Мкал/м3 -ч с размерами топки
30 X 10 X 47 3t.
Относительное уменьшение периметра топки с ростом ее мощности
создает дополнительные трудности для размещения горелок. Поэтому
встречное и многоярусное расположение горелок для крупных
котлов, по-видимому, неизбежно. Правда, отмеченное увеличение
глубины топки благоприятствует дальнейшему повышению мощности
горелок.
На основании всего вышеизложенного можно утверждать, что
характерной тенденцией роста мощности топок является примерно
пропорциональное увеличение всех ее размеров. К сожалению,
из-за того, что возможно снижение надежности котлоагрегатов
мощность горелочных устройств растет очень медленно, что приводит
к росту их числа в топке.
В случае газомазутных котлов закритического давления даль-
нейшее повышение их мощности сопровождается заметным ростом др
и увеличением как средних, так и локальных тепловосприятий экра-
нов (особенно в зоне горелок), что зачастую приводит к пережогу
экранных труб. Существенным резервом повышения надежности
экранов является улучшение равномерности распределения воспри-
нимаемых ими тепловых потоков как по периметру топки, так и по ее
высоте. Очевидно, указанная равномерность зависит от типа, коли-
чества и компоновки горелок, выбор которых (при известных усло-
виях) может быть произведен па водоохлаждаемой огневой модели.
В работе [11] проанализированы и сформулированы требования
к моделированию топочных устройств для случаев сжигания твер-
дого, жидкого и газообразного топлив. Там же показано, что при
сжигании в образце и модели одинакового газообразного топлива
условия моделирования следующие:
1) геометрическое подобие;
2) достаточно большое число Re (в горелке Re > 5• 104);
3) одинаковость температуры воздуха;
4) одинаковость коэффициента избытка воздуха;
5) одинаковость параметра Во/ег, т. е. одинаковость температуры
на выходе из топки (0О = idem) или «прямой отдачи» в пей (р =
= idem).
При выполнении этих условий можно ожидать, что ход изменения
основных параметров топочного процесса по длине факела: темпе-
ратуры Т, полноты горения т] и удельных тепловосприятий огражда-
154
гощпх топку стен qn — будет выглядеть как на рис. 1. Как видно
из графика, кривые выгорания и температуры для модели и образца
практически должны совпасть,, тогда как величины удельных тепло-
восприятий могут существенно отличаться друг от друга в меру
различия ет. Некоторое смещение максимумов кривых может иметь
место лишь при очень резком уменьшении модели (более чем
в 10 раз), когда начнет проявляться кинетическое «сопротивление»
горению.
Описанные ниже исследования, проведенные на огневой модели
топки, должны были не только выяснить целесообразность той или
иной компоновки горелок, но и подтвердить справедливость прин-
ципиальных положений, сформулированных выше. Эксперимен-
тальная установка, на которой исследовались горение и теплообмен
Рис. 1. Ход изменения основных параметров топоч-
ного процесса.
1 — образец; 2 — модель.
при различных компоновках горелок, представляла собою призма-
тическую Д водоохлаждаемую топку с размерами 1020 X 620 X
X 2280 мм (рис. 2, а). Она являлась уменьшенной в 10 раз моделью
одной топки двухкорпусного котла ТГМП-114 (D = 950 т/ч) с тепло-
напряжениями сечения qp и объема qv, равными 5,5 Гкал/м^-ч
и 250 Мкал/м3'Ч соответственно. Вся поверхность стен топки раз-
делена на автономно охлаждаемые панели: 5 панелей с четырех
сторон призмы, дно топки и две секции на потолке. В каждой из четы-
рех сторон модели (в нижней ее части) были предусмотрены монтаж-
ные фланцы, с помощью которых можно было менять боковые и фрон-
товые панели. Часть панелей была изготовлена с амбразурами горе-
лок, часть — с мерными штуцерами. В опытах устанавливались те
пли иные панели в зависимости от исследуемой компоновки. Вся
верхняя часть установки оставалась во всех опытах без изменений.
Всего было исследовано 6 компоновок горелок, схемы каждой пз
них приведены на рис. 2, б. Компоновки I—IV выполнены с круглыми
155
Рис. 2. Схема экспериментальной установки (а) и исследованные
компоновки горелок (6).
1—23 — мерные штуцера; I—VI — компоновки; А — съемные панели с го-
релками.
вихревыми горелками, имеющими цилиндрическую амбразуру
диаметром 120 мм и осевой лопаточный регистр с углом установки
лопаток 45°. Направление вращения потока во всех горелках одина-
ковое (по часовой стрелке, если смотреть по ходу потока). Втулочное
отношение регистров составляло dQ = 0,3. Две компоновки (У, VI)
были выполнены с горизонтальными прямоточными длиннощеле-
выми горелками шириной 40 мм. Подвод воздуха к горелкам осуще-
ствлялся из общего кольцевого коллектора индивидуальными патруб-
ками, на которых были установлены регулирующие и измерительные
устройства. Городской газ с теплотой сгорания Qfi — 7840 ккал/м3
подводился к горелкам через трубки с установленными на них мер-
ными шайбами и регулировочными вентилями. Кроме того, изме-
рялся общин расход газа. Как в круглых, так и в щелевых горелках
применялась центральная подача газа. В первом случае во втулке
завихрителя устанавливались насадки с двумя рядами отверстий
диаметром 4 мм по 10 отверстий в каждом ряду. Во втором случае
газ подавался через 100 отверстий диаметром 5 лмц расположенных
равномерно в 2 ряда по 50 шт. по всей длине коллекторной трубки
диаметром 20 лл так, чго газовые струп вводились в поток воздуха
157
)
перпендикулярно к направлению его движения. Относительный шаг
между отверстиями составлял S’ = 3,4.
В опытах без горения при четырех компоновках горелок измеря-
лись поля скоростей в объеме топки цилиндрическим зондом диа-
метром 10 леи. В опытах с горением измерялись поля температур
платинородий-платиновыми термопарами и производился отбор проб
газа газозаборкой, совмещенной в одном водоохлаждаемом чехле
с термопарой. Пробы газа анализировались на приборах ГСТЛ-3
(Н2, СО, СН4) и ОРС (С02, О2).
По составу газа в каждой точке замера рассчитывались коэффи-
циент разбавления hh коэффициент избытка воздуха at и химический
недожог q31 по формулам [5, 10]:
TL_____________________________
1 — 21 —(О2—0,2Н2—0.4СО —1,6СН4) ’
О/ —0,9
—23)+0,1;
1UU ✓
(3)
(30,2СО4-25.8Н2 + 85,5СН4) ht 0
q*1 =---------тпо-------------’ 0 •
Затем производилось среднеарифметическое осреднение вели-
чин Tlt q3lua,i по сечениям топки. В тех сечениях, где имелись поля
скоростей, полученные в изотермических продувках, осреднение q3l
осуществлялось с учетом скоростной неравномерности.
Измерение тепловосприятия топки производилось с помощью
замера расхода и температуры охлаждающей воды в каждой панели.
Количество тепла Qh воспринятое каждой панелью, находи-
лось как
((,-/„), (4)
где ср — теплоемкость воды, 1 ккал/кг ‘°C’, Gt — расход воды, кг/ч\
tt и t0 — конечная и начальная температуры воды в панели. Затем
Qi - £<?/
определялось удельное qn { = —, среднее удельное qn = ~ и отно-
* I 2л* I
сительное ~ тепловосприятия стен топки. Здесь Ft — тепловос-
9л
принимающая площадь i-й панели. Рассчитывался также коэффи-
циент прямой отдачи в топке
Д Qr (1 9звых) -р cpGata.
Здесь </звых — химический недожог в выходном сечении топки;
В — расход топлива; Ga — расход воздуха на горение; /в — темпе-
ратура воздуха) и Qt — относительное количество тепла, воспри-
нятоеХстенками топки по всему ее периметру до рассматриваемой
высоты топки Hi (нарастающим итогом).
158
Основные характеристики опытов
01 ‘п* с ОС о оосч’о 1— СО СО Ю inor- xT CO CO* co co co ЮО 00 CO* 0*00* r- 00 co 65,0 0.0-0, О СОСО со со in 51,2
b.zwlwnj СЧ СМ 00 ьО otxj"? СЧ* w-T *-, co ’-‘см cqoo_o ч-Г 'H СЧО 00 ян CO О сч’сч'^Г 1,87 со Г* □5 00 CD оо чгН
X СО X* СЧ 00 Г-С1ЛЛ XT sr со со О' о' о" о* • О ЧСЧ CM CM ч-1 xT xr >t 0*0*0* 0,36 0.233 0,207 0,365 COQCO t" о со со со со 0*0*0* 0,298
ь * иг СО Г- хг 00 Ш 00 СО L.O СО Ю -Я* СО г- 0 c— co CM xr 1П Ю Ю сою м» r— in г» NT СО CM 473 472 481 385 303
н * о V Н* СО О СОО СО’-< «*-< ▼-< чги 00 LO CO CM1 CMICO_ ▼" ЧЧ —— ео см со со ю со 1,29 СО хг СО еЧеч’1 •-Г ч-<* --Г 1,02
7э СР' ВЫХ’ % осч ООО о о* о о 0,37 0 0 ю юсм ОО Г" О* ю* СО* 1 о 8,55 1,00 0 о
Эо ,J^ oS ss> 0 —' 0 0 ’г-* чгЧ s ss> ООО кгч юо о сч г~~ еь —< О 00 1030 SS8 ’Г-.ОО чм W* 900
0 0 я <Ъ4 Q 00 00 О О Г- С" г~~ СЧ <нт< чн CM IO CM 00 co 00 Ч4* —X о о ю «- — 00 сч сч -г- 185 190 160 160 о XJ4
ъ/гх CD Г* CD CD 'rHI ’ГМ кгч '•“< £££ r* 0 ООО X? СО 00 тсч-^ чти СЧ СЧ о со оо -W-, 1710 1750 1710 1700
w * U ГК 4J >е оюоо t< CO* 0* CO co «-> сч 0 ЧМ 4", — CD ГО О СЧ CM CO < CD N? 1Л СО ^г» 127 1Л С> 1П ХГ СО со" СО CM ’W- *-< Ч-4 100,0
а CO CM Ф CM q^N« Ч-, ТЧ —— 4—4 1,07 1J1 1,17 соо)ч О-ОСЧ- ——-4 —-4 О К-* 0,975 1,08 1,15 о
Помер ехгшо r-, CM CO XT U0 CD r* со ОО W"* см со м*
компо- новки *—• III IV >> VI 1
159
таблице представлены основные характеристик»! опытов при
сжигании газа. Во всех опытах приближенно выдерживались пере-
численные выше условия моделирования.
При наладочных опытах на огневой модели, проводившихся
с широко распространенной двусторонней фронтовой компоновкой
круглых горелок, теплОнапряжение сечения модели qp было сни-
жено до значений, обеспечивающих при нормальных для котлов
избытках воздуха температуру газов на выходе из топки на уровне
1100° С. Из таблицы видно, что теплонапряжение сечения qF соста-
вляло при этом — 2 Гкал1м2'Ч, a qy — величину порядка (60 4-
-г 70) • 10 Мкал/м3 • ч.
На рис. 3 показаны контуры факела при каждой компоновке,
построенные на основе измеренных полей скоростей при изотерми-
ческих продуктах. Там же приведены кривые изменения Гср, аср
и q3 ср в различных сечениях модели.
-у (для щелевых го ре-
соединяющей выбранные
Изменение температур T’Jp и химического недожога ql ср по оси
факела для всех исследованных компоновок на сходных режимах
работы представлено па рис. 4. Безразмерное расстояние вдоль оси
факела L ~ (для круглых горелок) и L
лок) рассчитывалось по ломаной линии,
на оси факела штуцера.
Зависимость химического недожога в
выходном сечении топки
<7з вых 11 прямой отдачи ц от коэффициента избытка воздуха а для
различных исследованных компоновок можно проследить по кривым
на рис. 5. Далее, на рис. 6, представлено изменение относительного
удельного тепловосприятия qnJqn каждой стенки топки по ее высоте,
а также относительное количество тепла Rh воспринятого стенками,
при различной компоновке горелок.
Полученные на модели опытные данные для каждой компоновки
в отдельности и их сравнительный анализ позволяют сделать следу-
ющие выводы. Исследование аэродинамики топки показало, что при
двусторонней фронтовой компоновке как круглых, так и щелевых
горелок наблюдается заметная асимметрия потока: факел оказы-
вается смещенным к задней фронтовой стенке топки, что связано,
по-видимому, с односторонним выводом газов из топки. Под горел-
ками и над ними наблюдаются рециркуляционные зоны течения
газов. Степень заполнения топки факелом выше при двусторонней
компоновке горелок. Аналогичные данные для мощных котлов при-
водятся и в работе В. II. Ромадина [6]. Распределение температур,
коэффициентов избытка воздуха и химического недожога по глубине
топки (см. рис. 3) при двусторонней фронтовой компоновке горелок
(компоновки Z, V) также указывает на несимметричность развития
факела относительно средней вертикальной плоскости симметрии,
которая, очевидно, обусловлена несимметричностью скоростных
полей в топке. Более высокие температуры наблюдаются у задней
ее стенки, там же имеют место более высокие значения q3. При одно-
сторонней фронтовой компоновке горелок (II, VI) также имеет место
160
Рис. 3. Изменение температур Т, избытка воздуха а и химического недожога gs
по глубине топкп в различных ее сечениях при разной к°мп0новкв круглых
и щелевых горелок на сходных режимах работы топки.
а — б — а; • — Т; г — аэродинамический контур факела. Римскими цифрами обозначены
номера компоновок, арабскими — номера опытов. f
11 Заказ 999
161
Рве. 4. Изменение средней температуры
Т^р и химического недожога д$српооси
факела при различных компоновках раз-
ных горелок в топке модели на сходных
режимах работы.
Римскими цифрами обозначены номера компо-
новок, арабскими — номера опытов.
резкий градиент температур с повышенным их значением у задней
стенки, однако поля а и q3 оказались при этом равномернее. По-
скольку при односторонней компоновке отношение — топ было
S^rop
в два раза больше, чем при двусторонней компоновке, это обусловило
более интенсивное итоговое
смешение в первом случае.
Кривые д’ ср = / (L) на рис. 4
показывают, что при двусто-
ронней компоновке круглых
горелок на начальных уча-
стках факела выгорание луч-
ше, чем при односторонней
компоновке. Однако в по-
следнем случае, начиная уже
с L = 8, <7зср становится ни-
же, чем в первом. Такая же
картина наблюдается здесь
при компоновках III и IV.
Расположение горелок на
боковых стенках топки при-
вело к ухудшению работы
топки. Особенно высоким
был химический недожог при
двусторонней боковой ком-
поновке круглых горелок
(ИГ). Это объясняется боль-
шой стесненностью горелок
и неблагоприятными в связи
с этим условиями для раз-
вития факела каждой го-
релки.
• Изучение работы топки
с длиннощелевыми прямоточ-
ными горизонтальными го-
релками показало, что по
всем параметрам в выходном
сечении топки эти компонов-
ки не уступают компоновкам
с круглыми горелкамп. Затя-
нутое вначале развитие го-
рения (см. кривую Z’Jp = / (£) на рис. 4) затем компенсируется.
Начиная с L = 3 -4-4, происходит нарастание температур в факеле,
а дальнейшее выгорание протекает аналогично выгоранию в компо-
новках 7, II. По-прежнему показатели топки при односторонней
компоновке выше, чем при двусторонней.
По степени выгорания топлива исследованные компоновки рас-
полагаются в следующем порядке: 77, 7, VI, V. IV, III. При этом
162
следует учитывать, что при односторонней компоновке скорости
в горелках в два раза выше.
Данные по тепловосприятию стен топки (см. рис. 6) показывают,
что наиболее равномерное распределение тепловых нагрузок по
стенкам топки наблюдается в опытах с горизонтальными прямо-
точными щелевыми горелками
при обеих их компоновках.
Из приведенных материалов
видно, что топка как камера
сгорания работает крайне не-
равномерно. Процессы смесе-
образования и воспламенения
идут таким образом, что до
90% тепла выделяется в объеме,
составляющем около 20% от
всего объема топки.
Приведенные на рис. 6 кри-
вые Rt = f (И) показывают, что
—60—70% прямой отдачи тепла
в топке приходится на 50% вы-
соты и соответственно такую же
площадь стен топки. Таким
образом, некоторое затягивание
горения в призматических топ-
ках, приводящее к снижению
неравномерности тепловыделе-
ния и тепловосприятия, целе-
сообразно.
Представляет интерес про-
следить за влиянием компонов-
ки горелок на работу топки
при разных режимных усло-
виях. Для всех компоновок,'
за исключением боковой (///),
qa вых (см. рис. 5) имеют близ-
кие значения. Максимальные
Рис. 5. Влияние коэффициента избытка,
воздуха в топке а на химический недо-
жог q3 и прямую отдачу факела стен-
кам р.
I—VI — номера компоновок.
расхождения при избытках а =
= 1,06 не превосходят 1%. Особенно интересно, что это относится
в одинаковой мере как к круглым вихревым горелкам, так и к прямо-
точным щелевым.
Более заметно расходятся для разных компоновок показатели,
связанные с теплообменом в топке. Здесь в большей мере сказывается
аэродинамическая организация процесса: дальнобойность факелов,
величина и местоположение обратных токов. Как видно из кривых
р = / (а) на рис. 5, наибольшие значения прямой отдачи р имеют
компоновки со встречным расположением горелок, что, по-видимому,
связано с большим заполнением топки факелом в этом случае. Отме-
тим близость значений р в модели и натурных топках. Так, при испы-
таниях котла ТГМ-84 на природном газе получены .значения
If 163
р = 0,39 4-0,4, что совиадает с большинством экспериментальных
точек на модели.
Итак, как показали исследования на уменьшенной в 10 раз огне^
вой'модели топки мощного котла, при соблюдении - определенных
.условий на модели можно получить не только качественные, *но
и количественные показатели работы топки, близкие к натурным.
В" частности, обеспечивается одновременное совпадение полнрты
горения и температуры газов на выходе из топки. Возможности
широкого экспериментирования на огневой модели с относительна
малыми затратами средств для решения других топочных задач,
по-видимому, еще далеко не исчерпаны.
ЛИТЕРАТУРА . ' *
1. Боутон Г. В., Хансен В. А. Парогенераторы энергоблоков
мощностью 1300 и 2000 Мет. Экспресс-информация, сер. ТЭ, №41, реф. 161.
1968.
2. Лединегг М. Расчет теплонапряжения топочного объема при сжи-
гании угольной пыли, мазута и газа. Экспресс-информация, сер. ТЭ, 1965,
№ 43, реф. 189.
3. М а р ш а к Ю- Л. Топочные устройства с вертикальными цилонными
предтопками. «Энергия», 1966.
4. Поляцкин М. А., Шатиль А. А., Афросивова В. Н.
О выборе количества, производительности и типа горелок для газомазутных
котлов. В кн.: Теория и практика сжигания газа, IV. Л., «Недра», 1968.
5- Р •» в и ч . Б. Упрощенная методика теплотехнических расчетов.
М., «Наука», 1966. ,
6. Р о м а д и н В. П_. Основные топочные характеристики и их значе-
ние в мировой практике. Теплоэнергетика, № 10, 1969.
7. Розенгауз И. Н. Мощные американские котлоагрегаты сверхкрн-
тических параметров, работающие под наддувом. Теплоэнергетика, № 4, 1969.
8. Саввина Л'. П. Основные направления развития теплоэнергетики
США. Теплоэнергетика, № 7, 1970.
9. Ш а т и л ь А. А., Поляцкин М. А., Афросимова В. Н-
О применении теории струй к проектированию топок. В кн.: Теория и практика
сжигания газа, IV. Л., «Недра», 1968.
10. Шатиль А. А. К расчету коэффициента избытка воздуха и хими-
ческого недожога при сжигании природного газа. Энергомашиностроение, № 9,
1962.
И. Шатиль А. А. и др. Об исследовании топок на огневых моделях.
Электрические станции, № 9, 1970.
(7, 2, 3). Максимальные значения падающих тепловых потоков
наблюдаются на высоте 120 мм от гребня горки. По высоте топочной
камеры наблюдается интенсивное снижение падающих тепловых
потоков. Так, на расстоянии 0,76 м (по высоте топки) падающий
тепловой поток уменьшается в 1,8 раза. Это обусловлено взаимным
расположением поверхности горки и экрана. По глубине топочной
камеры наблюдается неравномерное распределение падающих тепло-
вых потоков, особенно в непосредственной близости от горки (кри-
вая 7). Максимальные значения падающего теплового потока соот-
ветствуют геометрической оси газовых горелок. Так, по оси горелок
величина теплового потока составила 125—140 Мкал/мг -ч, а между
Рис. 6. Изменение падающих тепловых потоков по глубине пра-
вого бокового экрана котла Универсал-6 при потолочной компо-
новке горелок (нагрузка котла 75% от номинальной).
Расстояние от гребня горки, мм’. 1 — 120, 2 — 450, 3 — 760.
ними — 70 Мкал/м^-ч. Это обусловлено неравномерным обогревом
горки факелами, выдаваемыми горелками, так как по глубине топки
установлены всего две горелки ИГК-60М. Равномерный обогрев
горки может быть достигнут при установке щелевой горелки, что
должно повысить эффективность работы вторичного излучателя.
Излучение, посылаемое горкой на экранные поверхности, можно
рассматривать в первом приближении как слой горящего твердого
топлива. Тогда для оценки степени черноты топки при установке
вторичного излучателя может быть использовано уравнение, при-
меняемое’для слоевых топок [11:
аф+(1—аф) Р
Дт~ 1-(1-вф) (i-^j (1-Р) ’
где а. — степень черноты факела; ф — коэффициент тепловой эффек-
тивности; р = — отношение площади вторичного излучателя
* ст
к площади топочных стен.
180
При определении по этому уравнению степени черноты -топки
мибольшие затруднения вызывает определение поверхности вторич-
ного излучателя, выполненного в виде горки и? битого шамотного
кирпича. Расчеты показали, что поверхность вторичного излучателя,
.выполненного в виде горки с углом 120° (см. рис.-1) из битого шамот-
ного кирпича при размере кусков 20—40 мм, может быть оценена
/уравнением
FBT = 4Fr,
где Fr — суммарная поверхность горки.
Результаты исследований показали эффективность применения
вторичных излучателей для интенсификации теплообмена в топках
промышленных котлов. Предложенный метод в первом приближении
позволяет произвести расчетную оценку черноты топки при установке
распространенных вторичных излучателей.
ЛИТЕРА ТУРА
1. Г у р в и ч А. М., М и т о р В. В. Теплоэнергетика, № И, 1960.
2. Кендысь П. Н., Эстеркпн Р. И. Газовая промышленность,
№ 6, 1970.
3. М и т о р В. В. Теплообмен в топках паровых котлов. Машгиз, 1963.
4. Р а в и ч М. Б., Спейшер В. А., Л у коме кий С. М. Элек-
трические станции, № 10, 1946.
5. С п е й ш е р В. А. Сжигание газа на электростанциях п в промышлен-
ности. Госэнергоиздат, 1960.
6. Э с т е р к и н Р. И- Перевод промышленных котлов на газообразное
топливо. «Энергия», 1967.
7. Эстеркин Р. И., Цыпин В. М., Ч е р чес Л. А. Исследо-
вание влияния компоновки газовых горелок на теплообмен в топочных камерах
котлов малой производительности. В кн.: Теория и практика сжигания газа,
III. Л., «Недра», 1967.
О. Н. Брюханов
Калининградский университет
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ
ПОВЕРХНОСТИ ОГНЕВОЙ НАСАДКИ
НА ИЗЛУЧАТЕЛЬНУЮ СПОСОБНОСТЬ
БЕСПЛАМЕННЫХ БАЗОВЫХ ИЗЛУЧАТЕЛЕЙ
При разработка высокоэкономичных газовых излучателей, осно-
ванных на принципе беспламенного сжигания газа, большое значе-
ние имеет конструкция огневой насадки, определяющая их эффектив-
ную излучательную способность. Интенсивность собственного излу-
чения различных тел при одинаковой температуре зависит
от строения излучающей поверхности [1, 2].
В настоящее время для беспламенных газовых излучателей
изготавливаются огневые насадки с различной формой излучающей
181
поверхности. Как показали исследования газовых излучателей
с плоскими керамическими перфорированными огневыми насад-
ками (3, 5), на интенсивность излучения оказывают влияние их
живое сечение и размеры огневых каналов.
Геометрия поверхности излучения влияет на степень черноты,
являющуюся одной из важнейших лучистых характеристик. Если
ввести в рассмотрение фактор шероховатости F, равный отношению
площади проекции излучающей насадки на замыкающую поверх-
ность Fr к площади шероховатой поверхности Flu:
F = <0
. г ш
Перфорированные керамические огневые насадки беспламенных
газовых излучателей: а — плоские, б — с выступами и впадинами,
в — с пирамидальными впадинами, г — с пирамидальными высту-
пами, д — с полусферическими впадинами.
то выражение для степени черноты с учетом шероховатости со-
гласно [11 имеет следующий вид:
где ег — степень черноты гладкой поверхности.
Из равенства (2) видно, что степень черноты или радиационные
свойства шероховатой поверхности зависят от степени черноты глад-
кой поверхности и фактора шероховатости, определяемого гео-
метрией шероховатости. Чем меньше фактор шероховатости F, тем
выше излучательная способность.
Применяемые в современных конструкциях беспламенных газо-
вых излучателей разновидности перфорированных керамических
огневых насадок по геометрии шероховатости излучающей поверх-
ности можно классифицировать следующим образом: а) плоские,
б) с выступами и впадинами, в) с пирамидальными впадинами,
г) с пирамидальными выступами, д) с полусферическими впадинами.
182
I На рисунке приведены профили огневых насадок с вышеука-
занными шероховатостями в геометрическом пропорциональности.
а. Для беспламенных газовых излучателей с перфорированной
плоской керамической поверхностью интенсивность излучения в за-
висимости от направления а будет определяться для элемента поверх-
ности 15]:
Е (а) = Е„/ [-1— 6 (J)] cos а, (3)
где / — площадь огневых отверстий; <р — коэффициент живого
сечения; Еп — лучеиспускательная способность в нормальном напра-
влении гладкой поверхности насадки;
6(£) =arccos£—£V4 —£2 , (4)
где
5 = | tga. (5)
Здесь h — глубина прогрева огневой насадки до поверхностной
температуры; d — диаметр огневого канала.
Полное количество тепла, излучаемое в полусферу,
; = (6)
где Т — абсолютная температура излучающей поверхности; с —
коэффициент лучеиспускания гладкой поверхности огневой насадки;
Ь = -^=(/?+Т-а), (7)
V a2+ 1
а = |. (8)
б. Для беспламенных газовых излучателей с перфорированной
огневой насадкой в виде выступов и впадин элементарная площадка
dF представляет собой четыре отверстия / и некоторую поверх-
ность Гст. В нормальном направлении излучают межканальные
перегородки поверхности.
Эффективная поверхность излучения
F3(a)=FCT4-AFul(a), (9)
где Д^ш (а) — проекция шероховатой поверхности в направлении а.
Эффективная поверхность излучения F3 (а) изменяется только
за счет изменения ДГШ (а), представляющего собой разность между
суммовой проекцией шероховатой поверхности и внутренних стенок
огневых каналов AFS (а) и площадями их отверстий 4/,'
(«) = cos a 4- 4 EF3 (a) — 4/, (10)
где
= (ii)
183
(
Фактор шероховатости F определяется геометрией излучающей
поверхности элементарной площадки
Fr ___ 64-я®
1,98 (2 +а) а+ 8 *
(12)
Интенсивность излучения в зависимости от направления излучения
определяется выражением
Е (a) = £rt/[y + -^^-cosa--^-6 (|) - l]cosa. (13)
Полное количество тепла, излучаемое элементарной площадкой,
в. Перфорированная огневая насадка с излучающем поверх-
ностью в виде пирамидальных впадин имеет элементарную площадку,
состоящую из двенадцати отверстий / и некоторой поверхности F^,
окаймляющей отверстия. Изменение эффективной поверхности излу-
чения согласно выражению (9) будет происходить только за счет
Д^ш (а), которая в данном случае определяет разность между Ьуммой
проекции шероховатой поверхности и проекциями внутренних
стенок и площадями огневых отверстий,
/?ш = /(18,7a+ 9,27); Л = 8,4/;
р 8'4/ .
‘ш — f ,
£/'ul(a)=fUIcosa+12[AFs(a)-/], (15) ’
интенсивность излучения
£(a) = £j[-l-+-^cosa-^.6(y-l]cosa. (16)
Полное количество тепла, излучаемое элементарной площадкой,
<17)
г. Для беспламенных газовых излучателей с перфорированной
огневой насадкой с излучающей поверхностью в виде пирамидальных
выступов элементарная площадка, так же как и в предыдущем случае,
состоит из 12 отверстий / и некоторой поверхности FCT, их окаймля-
ющей. Д-Fm (а) определяется аналогично. ’
£ш = /(5,4а + 4,14); >г=2,58/; =
Интенсивность излучения определяется следующим выражением:
Е (a)=Е„/ [-1+cos а- 6 ft) - 1] cos а. (18)
184
Полное количество излучаемого тепла
Q = ™( 4-^-1-6&). (19)
д. Элементарная площадка перфорированной огневой насадки
беспламенных газовых излучателей с излучающей поверхностью
с полусферическими выступами имеет 16 отверстйй / и некоторую
поверхность /’ст, окаймляющую эти отверстия.
Аналогично рассмотренным выше случаям изменение эффектив-
ной поверхности излучения будет происходить только за счет
ДЛДа) = Fm соза+ 16 [Д/’э(а) -/J, (20)
где — площадь шероховатой поверхности, складывающаяся из
поверхности полусферы и поверхности шаровых слоев, находящихся
на полусферических выступах:
/ш = 8/(а + 1)а=-^-а’. ' (21)
Интенсивность излучения определяется по формуле
Е (а) = Enj [-1 + cos а—6 (5) -1] cos а. (22)
Полное количество излучаемого тепла
(23>
При превышении расстояния до облучаемой поверхности R более
чем в 6—10 раз над линейными размерами излучателя можно считать
излучатель точечным источником излучения. В этом случае интен-
сивность излучения в зависимости от направления излучения опре-
деляется простым интегрированием соответствующих интенсивностей
излучения. Элементарных площадок на общей поверхности излу-
чения Fo6l4: ’ -
Е (а) = С EnF9 (а) cos а dF. (24)
• F
общ
При расчетах принято:
а—1, q> = 0,4, d = 1,5 мм.
Типы насадок по геометрии поверхности излучения приняты
в соответствии с предложенной классификацией.
Зависимость количества излучаемого тепла от типа поверхности
излучения огневых насадок беспламенных тазовых излучателей:
Q F
А ........... 1,934 0,59
Б....................' 9,634 0,49
В................... 11,404 0.324 ч
Г................... 16,584 0,27
Д.................... 8,564 0,52
А = ес /-^общ* (25)
185
Выводы
1. Интенсивность излучения беспламенных газовых излучателей
зависит от геометрических факторов состояния поверхности
излучения.
2. Интенсивность излучения увеличивается с уменьшением фак-
тора шероховатости.
3. Наибольшая интенсивность излучения наблюдается у беспла-
менных газовых излучателей с излучающей поверхностью перфо-
рированных керамических огневых насадок в виде пирамидальных
выступов.
ЛИТЕРА ТУРА
1. Агабабов С. Г. Влияние шероховатости поверхности твердого
тела на его радиационные свойства и методы их экспериментального определе-
ния. Теплофизика высоких температур, № 1, 1968.
2. Хэрлок и др. Сравнение интенсивностей излучения V-образной ка-
навки и плоской поверхности одного и того же излучателя. Приборы для науч-
ных исследований, № 7, 1969.
3. Б р ю х а н о в О. В- Влияние огневых каналов на работу газовых
горелок. В кн.: Использование газа в народном хозяйстве. Саратов, «Комму-
нист», 1967.
4. Брюханов О. Н., Белоглазов В. Л. Об излучении беспла-
менных газовых горелок. Газовая промышленность, 12, 1966.
5. Брюханов О. Н. Исследование пирометрического коэффициента
беспламенных газовых горелок. В кн.: Теория и практика сжигания газа,
IV. Л., «Недра», 1968.
л
III. ГАЗОГОРЕЛОЧНЫЕ УСТРОЙСТВА
А. Ф. Боев
Харьковский филиал ЦКБ Главэнергремонта
МОЩНЫЕ ГАЗО-МАЗУТНЫЕ ГОРЕЛКИ
ПАРОГЕНЕРАТОРОВ ДЛЯ РАБОТЫ
ПРИ НИЗКИХ ИЗБЫТКАХ ВОЗДУХА
Парогенераторы электростанций являются наиболее крупным
потребителем природного газа в нашей стране. Для обеспечения
бесперебойности работы электростанций, сжигающих газ, боль-
шинству из них выделяется резервное, аварийное топливо. В ка-
честве резервного топлива для них по многим соображениям выде-
ляют обычно жидкое топливо. Основным видом жидкого топлива,
сжигаемого на электростанциях СССР, являются высокосернистые
мазуты. Поэтому в топках парогенераторов электростанций широко
распространено сжигание природного газа и высокосерцистого
мазута. Для эффективной и надежной работы парогенераторов при
комбинированном сжигании этих топлив процесс сжигания надо
вести при низких избытках воздуха в конце топки (примерно 1,02—
1,03).
Для сжигания как мазута, так и газа при таких низких избытках
воздуха необходимо соответствующим образом организовать работу
топочно-горелочного устройства парогенератора. Важную роль
в рациональной организации процесса работы топочно-горелочного
устройства играют горелки.
Горелки не являются самостоятельным элементом парогенера-
тора. Их надо рассматривать как неотъемлемую часть комплекса
топочно-горелочного устройства парогенератора, так как работа
горелок неразрывно связана с аэродинамикой топки, процессом
горения, начинающимся в горелке и развивающимся в топке, с тепло-
восприятием и работой поверхностей нагрева, температурой пере-
грева пара и т. д.
Харьковским филиалом ЦКБ Главэнергоремонта были созданы
в содружестве с ВТИ, ТКЗ и Институтом теплофизики АН ЭССР
газо-мазутные горелки высокой производительности для сжигания
в топках парогенераторов газа и высокосернистого мазута при низ-
ких избытках воздуха, предназначавшиеся для мощных котлов.
. 187
В основу конструирования горелок были положены следующие
условия.
Горелки должны: 1) обеспечивать тонкое распыление мазута;
2) обеспечивать высококачественное перемешивание топлива с возду-
хом для сгорания его в топке с минимальными потерями; 3) форми-
ровать короткие' и широкие факелы; 4) допускать регулирование
12 11
Рис. 1. Мощная газо-мазутная горелка производительностью ио газу
И ООО л3,ч и по мазуту 10 000 кг/ч для работы при низких избытках
воздуха.
длины факела при переходе с газа на мазут и обратно; 5) иметь широ-
кий диапазон регулирования, G) допускать автоматическое регу-
лирование процесса горения.
В соответствии с этими условиями в Харьковском филиале ЦКБ
была разработана конструкция мощной газо-мазутной горелки произ-
водительностью по газу 11 000 м3/ч и по мазуту 10 000 кг/ч (рис. 1).
Горелка улиточного типа. Корпус ее состоит из кожуха 7, выпол-
ненного в виде улитки. В нее встроен тангенциальный завихритель 2
с поворотными лопатками. Закрученный улиткой и тангенциальным
завихрителем поток периферийного воздуха поступает в горло-
188
вину 3 горелки, а из нее в амбразуру 4. Комбинирование улитки
с тангенциальным регистром позволило получить малый коэффи-
циент сопротивления горелки, порядка 2,0—2,2.
В центральной части горелки, по ее оси, встроена труба, обра-
зующая канал 5. в котором располагается мазутная форсунка 6.
Вокруг канала форсунки расположен второй воздушный канал 7
кольцевого сечения, по которому поступает в амбразуру горелки
центральный поток воздуха. В конце канала он проходит через
неподвижный аксиальный завихритель 8, закручивающий его в ту же
сторону, чю и периферийный воздушный поток. Оба воздушных
цотока смешиваются вместе с топливом, подаваемым в горелку,
и в виде общего потока горючей смеси поступают через амбразуру
в топку, образуя горящий факел.
Подача газа в горелке центрально-периферийная. Газовая камера
центральной подачи газа 9 кольцевого сечения расположена между
двумя воздушными каналами горелки. Газ подается в воздушный
поток через газовыдающие органы 10. Газовая камера периферийной
подачи газа, выполненная в виде кольца 11, охватывает горловину
горелки. В камеры периферийной подачи газ поступает через газо-
вый патрубок 12, симметрично в правую и левую половины камеры.
Выдача газа из периферийной газовой камеры в воздушный поток
производится через газовыд^ющие органы 13.
Газовыдающие органы выполнены комбинированными — часть
в виде отверстий, а часть в виде суживающихся конических сопел.
Комбинация их и выбор соответствующих сечений дают возможность
равномерно распределить газовые струи в воздушном потоке, что
весьма важно мри сжигании с низкими избытками воздуха.
В газовую камеру центральной подачи газ поступает через патру-
бок 14. Центральным поток воздуха подается через патрубок 15.
Мазутная форсунка горелки присоединяется к мазутопроводам
котла посредством замка 16, позволяющего быстро заменять ее.
На рис. 2 показан газовыдающий аппарат центрально-перифе-
рийной подачи газа горелки, состоящий из комбинации одного ряда
отверстий с тремя рядами суживающихся сопел, и полученная рас-
четная диаграмма распределения газовых струй в потоке воздуха.
Па диаграмме показаны три концентрических ряда расположения
газовых струй, так как струи из двух рядов сопел почти совмещаются
в среднем ряде расположения струй (по диаметрам 764 и 794).
Испытания парогенератора типа ТП-230 с установленными на нем
встречно описанными выше двумя мощными газо-мазутными горел-
ками, проведенные После наладки, показали хорошие результаты.
При работе и на газе, и на мазуте формировался короткий факел,
хорошо заполнявший топочное пространство. Парогенератор на
обоих топливах обеспечивал нормальную температуру перегрева
пара и максимальную паропроизводительность. Па газе парогене-
ратор работает с включенным пароохладителем, а на мазуте —
с выключенным. Для поддержания номинальной температуры пере-
грева пара при работе на мазуте с низкими нагрузками парогенера-
тора включалась газовая рециркуляция. Парогенератор устойчиво
189
работал на газе и мазуте на нагрузках от 250 до 130 т/ч при низких
избытках воздуха а” = 1,02. Химическая неполнота сгорания при
этих избытках воздуха практически отсутствовала во всем диапазоне
нагрузок. К. п. д. парогенератора увеличился с 90,2 до 95,5%.
Горелки этой конструкции, но другой производительности были
разработаны ХФ ЦКБ для парогенераторов разного типа паро-
производительностью от 60 до 950 т/ч, сжигающих в своих топках
Рис. 2. Газовыдающии аппарат центрально-периферийной подачи газа горелки
и расчетная диаграмма распределения газовых струн в потоке воздуха.
газ и мазут. Горелки конструировались как неотъемлемая часть
комплекса топочно-горелочных устройств этих парогенераторов.
По проектам, разработанным ХФ ЦКБ, на парогенераторах
электростанций установлены и хорошо работают при низких избыт-
ках воздуха в комплексе их топочно-горелочных устройств около
300 штук газомазутных горелок этого типа. Поэтому надо считать,
что горелки этой конструкции успешно прошли длительную про-
мышленную проверку в самых разнообразных условиях и зареко-
мендовали себя как надежный элемент топочно-горелочных
устройств.
А. В. Арсеев, В. И. Маслов,
А. А. Винтовкин, Г. М. Дружинин
вниимт
ОПЫТНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
РАБОТЫ ПРОМЫШЛЕННЫХ ГОРЕЛОК
До последнего времени горелочные устройства выбирались на
основе имеющегося опыта работы аналогичных агрегатов и интуиции
проектантов. Такой метод выбора горелок не гарантирует получение
наилучших показателей, и часто, особенно при проектировании
принципиально новых агрегатов, опыта эксплуатации которых не
было, допускались серьезные ошибки. В результате этого пуск
новых агрегатов и освоение проектных мощностей и показателей
работы недопустимо затягивались, при этом затрачивалось большое
количество материальных средств и рабочей силы.
Получение высоких технико-экономических показателем работы
различных агрегатов, отапливаемых газообразным топливом, воз-
можно только при соответствии характеристик тепловой работы
горелок требованиям, вытекающим из условии, необходимых для
работы агрегата в оптимальном технологическом режиме. Исполь-
зование такого подбора горелок до настоящего времени не было
возможно из-за отсутствия нужных характеристик тепловой работы
горелок, применяющихся в промышленности.
Имевшиеся сведения о горелках, как правило, ограничивались
данными о пропускной способности (тепловой мощности), необходи-
мом давлении газа и воздуха и малоопределенной характеристикой
интенсивности горения по шкале — длинный и короткий факел.
С целью заполнения этого пробела во ВНИИМТ было организовано
получение опытным путем нужных характеристик тепловой работы
4 основных типов горелок, применяющихся для сжигания природ-
ного газа в промышленности.
Предварительно была разработана номенклатура нужных харак-
теристик и методика их получения и отобраны для исследований
наиболее характерные и распространенные нормализованные типы
горелок. Характеристики тепловой работы горелок определялись
на основе данных испытаний натуральных горелок на специальном
стенде.
Для исследования были выбраны горелки четырех наиболее
характерных типов: короткофакельные инжекционные Стальпроекта
тина В и многострунные турбулентные Теплопроекта типа ГНП,
длпннопламенные горелки ВНИИМТ-Д и горелки с регулируемой
длиной факела ВНИИМТ-Р.
Из каждой серии горелок на стенде испытывались одна из малых
горелок, горелка, наибольшая по техническим возможностям стенда,
и горелки средней производительности (табл. 1). Из инжекционных
горелок среднего размера были испытаны две: одна максимальной
производительности без искусственного охлаждения носика (В-75)
191
Б. С. Сорока, 'А, Е, Еринов
Институт газа АН УССР
ДЛИНА ТУРБУЛЕНТНОГО
ДИФФУЗИОННОГО КОАКСИАЛЬНОГО ФАКЕЛА
В ТОПОЧНОЙ КАМЕРЕ
Несмотря на прикладную значимость, вопросу определения длины
турбулентного диффузионного факела, формируемого в топочной
камере при сжигании газа в так называемых горелках типа «труба
в трубе», до настоящего времени не уделялось должного внимания.
Основная масса исследований посвящена развитию свободного газо-
вого факела [1—31. В последние годы изучалось строение факела,
формируемого в спутном неограниченном и коаксиальном потоках
окислителя [2, 4—8].
В Институте газа АН УССР были проведены экспериментальные
исследования влияния режимных и геометрических параметров
потоков природного газа и воздуха, подаваемых горизонтально
расположенной горелкой с коаксиальными соплами (центральное
сопло газовое), на длину факела в топочной камере. Размеры послед-
ней были таковы, что не оказывали стесняющего воздействия на
формирование факела.
Данные о влиянии скорости истечения свободной газовой струи
на длину факела противоречивы. Ряд исследователей полагает; что
длина турбулентного факела монотонно возрастает с увеличением
скорости, причем работами Б. И. Китаева с сотрудниками было
показано, что определяющим комплексом является число Фруда
газовой струи. В работах Л. А. Вулиса [2] и зарубежных ученых [11
постулировалась автомодельность длины турбулентного диффузион-
ного факела относительно нагрузки. Наконец, в работе Сунавала [3]
было показано существование двух характерных типов турбулентных
пламен: плавучих (buoyancy-controlled) (I — Fr0’2) и импульсных
(thrust-controlled) (lf — Fr° = idem). К сожалению, в упомянутой
работе отсутствуют числовые значения критериев перехода одного
типа пламен в другой.
Наши исследования показали, что ход выгорания диффузионного
факела в топочной камере вдоль оси горелки определяется модифи-
цированным числом Архимеда:
Ar* = Аг-Re’= -^-.4-,
где АТ и Т — соответственно перепад температур и максимальная
температура в поперечном сечении камеры. Установлено, что в горя-
чей камере (ЬТ/Т ->0) изменение нагрузки практически не сказы-
вается на ходе выгорания и длине диффузионного факела в практиче-
ски важном диапазоне регулирования производительности промыш-
ленных горелочных устройств (рис. 1). Опыты производились при
238
концентрация компонентой b суги» продукта» горения, об “/•
Рис. 1. Влияние нагрузки на ход выгорания коакси-
ального турбулентного факела вдоль оси.
Расход газа, м*/* (число Фруда по газовому тракту): 1 — 13,4
(40,4.10*); X — 20,9 (99,7.10*); У — 42,2 (40,7* 10»), dr « 9.1 мм,
dB » 65 jkju.
239
' следующих сочетаниях размеров газового и воздушного сопл, мм:
9,1 и 65; 10,5 и 49; 8,9 и 121,5; 18,5 и 121,5; 24 и 121,5. При этом
числа Frg по газовой струе менялись от 3,8 ЛО2 до 4,07 «Ю6. В опытах,
выполненных при трех различных сочетаниях газового и воздушного
сопл, было выявлено, что при значениях 545 < Frf < 865 происхо-
дит искривление оси факела кверху.
Как правило, промышленные горелочные устройства работают
с неизменным коэффициентом избытка воздуха, определяемым назна-
чением теплового агрегата. Поэтому при заданных напорах горючего
и окислителя перед горелкой и поддержании их неизменных свойств
соотношение размеров сопл однозначно. Заданным размерам сопл
соответствует одно лишь значение отношения динамических характе-
ристик смешиваемых струй. В этой связи при исследованиях трудно
отделить влияние размеров сопл от влияния динамических харак-
теристик струй.
В табл. 1 приведены результаты экспериментального определения
длины факела lf. Расход топлива при смене сопл отличался не более
чем на ±15 ~ 25%, оставаясь во всех опытах в области автомодель-
ности; точность определения lf ± 5 4-7%. Данные табл. 1 показы-
вают, что определяющей динамической характеристикой в формиро-
вании факела является отношение плотностей импульсов п = pw2
Таблица 1
Длина факела горелок «трубд в трубе» при изменении геометрии горелки
и режимных параметров
Диаметр сопла, мм Коэффици- ент избыт- ка воздуха ав т = w = = wjwr k = pw = Рв^в PrU’r п = ptz?2 = _ Pb^S рг<4 Длина факела If, мм
воздуш- ного dB газового dr
4,3 . 1.030 0,155 0,253 0,039 1350
6.0 1.035 0,315 0,513 0,161 1400
35 9.1 1.045 0,774 1,260 0,976 1750
10,5 1.030 1,065 1,740 1,840 1550
12.5 1,030 1,608 2,621 4,215 1400
14.5 1.035 2,346 3,824 8,972 1150
6.0 1,045 0,154 0,251 0,039 1600
ZQ 10.5 1,035 0,496 0,808 0 401 1800
12.5 1.045 0,723 1,178 0,852 1900
12,5* 1.025 1,835 1,178 2.162 1600
' 4,3 1.020 0,044 0.0717 0,003 1500
6,0 1.025 0,086 0,140 0,011 1650
65 9,1 1,035 0,201 0,328 0.065 1850
9.1 •• 1,045 0,466 0.328 0,151 2000
10,5 1,035 0,270 0.440 0,119 2000
12.5 1,030 0,389 0,634 0.246 2050
Примечание. Во всех случаях, кроме помеченных звездочками, тем-
пература воздушного потока tB==20° С (• tB=420° С, *• tB = 360° С).
240
воздушного и газового потоков, а не отношение скоростей или плот-
ностей потоков массы, как указывалось в ряде исследований.
При п -> 1 длина факела максимальна; факел укорачиваемся при
отклонении значения п от единицы в сторону как уменьшения, так
и возрастания, несмотря на то, что в последнем случае это связано
с соответствующим увеличением диаметра газового сопла.
Обычно принимаемое предположение о том, что контур факела
очерчен поверхностью стехиометрического состава горючее — окис-
литель, едва ли может рассматриваться как справедливое.
Во-первых, диффузионные пламена в турбулентной области яв-
ляются повисшими уже при диаметрах газового сопла свыше 1,8 мм
(для метано-воздушных пламен) и стабилизируются на значительном
(40—50 и более калибров сопла) расстоянии от среза сопла [9, 10).
В этой связи до места воспламенения происходит весьма существен-
ное перемешивание горючего с окислителем, в приосевой области
отмечаются значительные концентрации О2, а характер горения
приближается к так называемому кинетическому [5]. Кроме того,
по этой же причине в качестве характерного не следует принимать
диаметр газового сопла. В большей мере определяющим явлцется
диаметр струи в сечении воспламенения. Последний увеличивается по
мере увеличения стехиометрического числа топлива [9] и в случае
горелки типа «труба в трубе» зависит от диаметра облекающего
(в рассматриваемом случае — воздушного) потока (рис. 2, а). Анало-
гичное влияние диаметра спутного потока отмечалось в работах [2, 4).
Во-вторых, предположение о бесконечной по сравнению со ско-
ростью диффузии скорости химического реагирования не подтвер-
ждается пи нашими опытами, ни данными работы [11]. Влияние зна-
чения п можно иллюстрировать также рис. 2, б, где показан ход
выгорания факела при неизменном dB. -
В, табл. 2 приведены данные по сопоставлению длины факела,
установленной экспериментально, с расчетными величинами, опреде-
ленными по соответствующим методикам. Основная причина расхо-
ждения опытных и расчетных величин состоит в отсутствии во всех
рассматриваемых теориях уче?а кинетики горения. Между тем
проведенные нами исследования показали, например, что изменение
избытка окислителя существенно сказывается на ходе выгорания
факела, причем по характеру это влияние принципиально отличается
от воздействия соответствующего изменения п.
По-видимому, для практического использования в дальнейшем
можно будет рекомендовать решение по методу эквивалентной задачи
теории теплопроводности при соответствующей формулировке гра-
ничных условий. Однако, как показали наши расчеты, можно счи-
тать удовлетворительным и применение решения, полученного
Ш. А. Ершиным и В. Н. Войчаком под руководством Л. А. ВулиСа:
для случая истечения струи горючего газа в концентрический воз-
душный поток динамическая задача решается с использованием прин-
ципа суперпозиции (внутренняя струя в спутном потоке 4- внешняя
затопленная), а сам факел рассматривается как внутренняя ‘ зона
потока, внешняя часть которого содержит лишь окислитель.
16 Заказ 999
Рис. 2. Влияние геометрии горелки «труба в трубе» на ход выгорания коаксиаль-
ного турбулентного факела вдоль оси (штриховая линия — содержание Н8).
а — изменение диаметра воздушного потока d_ при неизменном d = 12,5 лис:
dBi лслс п 1В,"С
1 35 4,215 20
г 50 2,162 420
3 50 0,552 20
4 65 0,246 20
б — изменение диаметра газовой струи dF при неизменном d_ = 65 лис: В
dr, лис п
1 4,3 0,003
я 6,0 0,011
з o.i 0,066
4 12,5 0,246
242
Таблица 2
Сопоставление экспериментальных и расчетных значении длины
коаксимально-турбулевтного факела в прямоточной камере
JW.M dr, мм Длина факела If/d?
Экспе- римен- тальная Расчет по методике
И. Д. Се- микина, С. И. Аве- рина [7] В. Г. Ли- сиенко [81 Д. Греко- ва, И. Иор- даке [5, 6] Л. А. Вулиса [2]
с
4.3 314 200 78 (234) 216 11.80 0,0376
6,0 233 152 60(180) 191 8,45 0,0364
35 9.1 192 102 40 (120) 171 5,65 0,0294
10,5 148 87 34 (103) 164 5,02 0,0340
12,5 112 73 28.0 (84) 154 4,17 0,0372
14,5 79 60 24(71) 139 3,34 0,0423
6,0 267 201 77(236) 202 11,17 0,0418
ZQ 10,5 172 125 49(147) 183 6.24 0,0403
12.5 152 105 43(129) 172 5,85 0,0385
12,5* 128 72 27 (81) 77 4,83 0,0377
4.3 349 290 112(336) 260 16.67 0,0477
6.0 275 244 96,5 (290) 226 13,88 0,0503
65 9.1 203 184 71(214) 204 10,20 0,0502
9.1 ** 220 134 53 (159) 88 11,10 0,0504
• 10.5 186 163 64 (192) 191 9,01 0.0485
12,5 164 141 55 (165) 192 7,69 0,0468
Примечания. l.Bo всех случаях, кроме помеченных звездочками, тем-
пература воздушного потока *в = 20°С (• /в = 420, ** fB = 360°C). 2. В скоб-
ках приведены значения с учетдм корректирующего множителя, равного 3,
в соответствии с рекомендациями работы [8].
В первом приближении можно использовать решение [2] для
спутного факела в эффективном пространстве £, у. Относительная
длина факела
l,/dr = c = 0,5с (/in [1 -/>(£,, 0)])-*,
где P-функция определяется из трансцендентного уравнения
!-/>(£/. 0)
2LTP (£z, 0)
Р (Ел 0) р/
р (5л 0)
При расчетах стехиометрическое отношение объемов окислителя
и горючего L? принималось 9,73, температура во фронте пламени
Т( = 1800° К = idem. Эмпирическая константа с, рассчитанная
16* 243
:'ч по экспериментальным данным, является функцией п и dBt причем
'' значения с (см. табл. 2) не сильно отличаются от рекомендованных
в работе [2], увеличиваясь с отклонением п от единицы в сторону
возрастания и убывания.
L , ЛИТЕРАТУРА
t» i
1. Воль К., Ш и п м е н К. Сб. Процессы горения. Аэродинамика боль-
ших скоростей и реактивная техника, т. II. М., Физматгиз, 1961.
2. В ул ис Л. А., Е р ш и н Ш. А., Ярин Л. П. Основы теории
газового факела. Л., «Энергия», 1968.
3. S u n a v а 1 а Р. В. I. of the Inst, of Fuel, vol. XL, Nov., 1967.
* - 4. Г линков M. А., Вертлиб И. Л., Арутюнов В. А.
• Изв. вузов. Черная металлургия, № 9, 1967.
5. Греков Д., И о р д а к е И. Revue roumaine des sciences techni-
ques. Ser. Electrotechnique et energetique, t. 10, № 4, 1965.
- 6. Греков Д., Иордаке И. Revue roumaine des sciences techni-
ques. Ser. Electrotechnique et energetique, t. 11, № 1, 1966.
7. Семикин И. Д., Аверин С. И., Радченко И. И. То-
пливо и топливное хозяйство металлургических заводов. М., «Металлургия»,
1965.
8. Л и с и е н к о В. Г. Сталь, № 12, 1968.
9. Б а е в В. К., Ясаков В. А. Изв. СО АН СССР, се>р. техн, наук,
№ 3, вып. 1, 1969.
10. V anquickenborne L., van Tiggelen A. Combustion
, and Flame, vof. X, № 1, 1966.
И. Л и с и e н к о В. Г. и др. 11-й Международный газовый конгресс.
М., 1970.
Т. С„ Бакрунова, Ю. Л. Медников, В. Л. Михеев
Куйбышевский политехнический институт
ИССЛЕДОВАНИЕ УСЛОВИЙ СТАБИЛИЗАЦИИ
ПЛАМЕНИ ГАЗОГОРЕЛОЧНЫХ УСТРОЙСТВ
Существует два основных способа стабилизации племени кинети-
ческих газовых горелок — с помощью тоннелей и с помощью тел
плохообтекаемой формы. В обоих случаях используется один и тот же
принцип: в тоннеле за счет резкого увеличения сечения и за стабили-
затором в виде плохообтекаемого тела образуются зоны с устойчивой
рециркуляцией высокотемпературных продуктов сгорания. Это обес-
печивает надежное зажигание свежей смеси, выходящей из горелки.
Обычно в качестве устройств, стабилизирующих факел горелок,
применяются горелочные тоннели. В процессе горения в тоннеле
развиваются высокие объемные тепловые напряжения и темпера-
туры. Температура, близкая к теоретической, приводит к интен-
сивному разрушению стенок. При скоростях более 50 м/сек имеет
место явление эрозии огнеупора, способствующее выходу тоннеля
из строя. Очевидно, что с увеличением тепловой мощности горелок
увеличиваются и поперечные размеры тоннелей, и их длина.
244
Например, для плоских инжекционных горелок производитель-
ностью 500 и 1000 м3/ч нормальные тоннели должны иметь сечения
соответственно 810 X 305 и 1095 X 450 мм и длину не менее 610
и 900 мм. Такие тоннели по длине не вписываются в толщину обму-
: ровки котлоагрегатов и промышленных печей. Это вызывает необхо-
димость утолщения обмуровки, следовательно, дополнительный
объем работ и расходы. Поэтому возникает вопрос об использовании
стабилизаторов горения в виде тел плохообтекаемой формы: конус
(для круглой горелки) и клин (для плоской или щелевой горелки).
Стабилизаторы горения в виде тел плохообтекаемой формы из-.
' учались в основном применительно к камерам сгорания ПВРД.
' В горелках к стабилизаторам ’ предъявляется важное требование:
они должны, обеспечивая устойчивое сжигание газа, обладать мини-
мальным сопротивлением, так как располагаемое давление газо-
воздушной смеси, как правило, невелико.
В-лаборатории газовой теплотехники Куйбышевского политехни-
ческого института по заданию ВНИИПром^аза были исследованы и
разработаны стабилизирующие устройства для газовых горелок.
При этом ставились следующие задачи:
— 1) собрать экспериментальные данные по изменению размеров
зоны обратных скоростей за стабилизатором при изменении парамет-
ров набегающего потока гаэовоздушной смеси;
2) исследовать поля температур и скоростей, концентрации
топлива и продуктов сгорания в зоне обратных тОков;
3) определить коэффициент местного сопротивления стабилиза-
торов. X
Экспериментальная установка представляла собой инжекцион-
ный смеситель с активной воздушной струей, в которой подавался
воздух от компрессора. Всего было исследовано несколько смесителей
и стабилизаторов. Основные их размеры (см. рис. 1) (dj — в дюймах,
1 - остальные — в миллиметрах) —* 1
th ' 2 21/2 3
^2 27.5 34 43
^3 32 39 51
• С 7 9 12
Li 254 286 342
;; • £г 100 120 150
► Ьо 400 460 560
Диаметр стабилизатора принимался таким, чтобы степень загро-
мождения выходного сечения горелки была 0,5; 0,43 и 0,33.
Номинальная производительность горелок от 12 до 30 м3/ч. Газ
в горелку поступал по трубопроводу от узла управления среднего .
давления через регулятор типа. РС-32, настроенный так, чтобы давле-
ние газа перед горелкой поддерживалось равным давлению воздуха
на входе в нее. ‘
Расходы газа и воздуха определялись с помощью диафрагм. '
гСтабилизатор крепился к водоохлаждаемой коробке на стойках
и сам имел водяное охлаждение. Температура за стабилизатором
измерялась с помощью платипо-платинородиевой термопары.
245
Для снятия полей полных напоров и статических давлений,
а также отбора проб продуктов сгорания применялись специально
изготовленные водоохлаждаемые трубки и насадки. Состав газа
анализировали с помощью автоматического хроматографа XT 2.
Для построения кривых выгорания на хроматографе ГСТЛ-3
анализировали продукты сгорания. Движение датчиков в зоне за
стабилизатором осуществлялось с помощью координатпика, который
позволял определять координаты и величину перемещения с точ-
ностью ±0,1 мм. Необходимые измерения производились в 15 точ-
ках каждого равновеликого сечения за стабилизатором.
Расстояние между сечениями принималось кратным калибру
исследуемого стабилизатора. Во время исследований в горелке сжи-
гался природный газ с теплотой сгорания = Ю 200 ккал/м3
и удельным весом у0 г = 1,017 кг/м3.
to
Рис. 1. Инжекционный смеситель с активном воздушной струен.
Размеры зоны обратных скоростей при холодной продувке стаби-
лизаторов определялись специальным насадком, конструкция кото-
рого описана Э. Л. Солохиным [1]. Ширина зоны обратных скоро-
стей измерялась в сечениях, отстоящих друг от друга на 5 мм.
В каждом сечении находили две точки: верхнюю и нижнюю гра-
ницы зоны. Размеры зоны обратных скоростей при горении опре-
деляли из анализа графиков полных напоров, статических давлений
и осевых скоростей в зоне факела за срезом стабилизатора.
Как показали исследования, ширина зоны обратных скоростей
увеличивается с увеличением диаметра стабилизатора, а длина этой
зоны растет с ростом скорости набегающего потока. При этом влия-
ние скорости потока весьма значительно толькопри наличии горения.
Длина зоны обратных скоростей при горении увеличивается на 30—
40%.
Представление о характере выгорания газовоздушного потока
за стабилизатором дает рис. 2.
Опытные данные получены при работе с коническим стабилиза-
тором d„ = 29,6 мм с углом при вершине ср = 30°. Горелка работала
с а = 4 ,19, скорость выхода газовоздушной смеси 34 м/сек.
Анализируя кривые выгорания от сечения к сечению*, можно
заметить следующее. Содержание СО2 в целом по сечению и в
240
247
особенности на осн зоны рециркуляции увеличивается от 4 (1/г„ —
— 2,25) до 10,0% (Z/rCT = 1,5) (рис. 2, а). У границы зоны цирку-
ляции содержание СО2 меньше, чем на оси; следовательно, близ
границы начинается процесс горения, далее он развивается по мере
движения молей к оси циркуляционной зоны и завершается по мере
продвижения их к срезу стабилизатора.
Из рис. 2, б видно, что в зоне циркуляции кислород почти пол-
ностью израсходован. Содержание одного из компонентов проду-
ктов неполного горения в следе за стабилизатором (рис. 2, в)
соответствует наличию СО2 в тех' же сечениях. Кривая СН4 по
характеру противоположна кривой СО2.
На рис. 3, а изображено распределение средних по времени темпе-
ратур в факеле в следе за коническим стабилизатором, имеющим
следующие характеристики: dcr = 24 .и.и; <р = 30°. Газ сжигался
с а = 1,024, скорость набегающего потока н>=18,8 м/сек. Как видно
из рисунка, максимальные значения температуры наблюдаются на
оси следа. По мере приближения к границам факела температура
снижается до температуры свежей смеси. Подобное распределение
температур имеет место при исследовании факела за всеми стабили-
заторами. Было отмечено, что как за коническими, так и за клиновид-
ными стабилизаторами [2] кривые изменения температуры продуктов
сгорания по сечениям факела не зависят от скорости потока и коэф-
фициента избытка воздуха.
На рис. 3, б по опытным данным построены безразмерные поля
температур в поперечных сечениях факела за коническими стабили-
заторами. Сопоставление графиков изменения концентрации топлива
и температуры дает возможность проследить за процессом горения
в следе за стабилизатором.
В настоящее время нет достаточно надежных методов расчета
стабилизаторов. Подробный анализ, проведенный А. В. Талантовым
[3], показывает, что наибольшее распространение получили методы
расчета, приводящие к критерию Михельсона:
—т-н- == const = Mi,
u>cpa
где uH — нормальная скорость распространения пламени, м/сек-,
шср — скорость срыва набегающего потока; dCT—диаметр миделе-
вого сечения стабилизатора ле; а — коэффициент температуропро-
водности, м2/сек.
Если представить критерий стабилизации в виде
_ q
d а 9
где С является постоянной величиной, то нетрудно заметить, что
правая часть является функцией состава смеси:
248
Рис. 3. Поля температур в поперечных сечениях факела за коническим стабили-
затором.
а — в следе за коническим стабилизатором; б — безразмерные поля температур в попереч-
ных сечениях факела за коническим стабилизатором
1 я 3 3 6 в 7
«ном- .... 44,2 44,2 30,6 18,8 25,07 21,8 17,0
.... 1,12 1,12 1.0 1,024 1,11 1.18 1,1
1'гст dCT .... 0.94 .... 34,0 1,53 34,0 2,0 29,6 3,0 24,0" 2,0 34,0 2,5 29,6 3,0 24,0
Угол при ьершинс <р, град .... 30 30 30 30 45 45 45
249
На рис. 4 представлена срывная характеристика конического
стабилизатора с углом при вершине 30°. Аналогичная кривая была
получена и для конуса с ф = 45°. Приведенной кривой удобно
пользоваться при расчете размера стабилизатора, когда известны
предельная скорость выхода смеси и коэффициент избытка воздуха.
Определив из рис. 4 основной размер стабилизатора, в дальнейшем
расчет горелки можно вести по обычной методике. При этом важно
знать сопротивление стабилизатора.
) Рис. 4. Срывная характеристика конического ста-
билизатора с углом при вершине 30°.
Значения dCT, 1 — 29,6; 2 — 34,0; 3 — 24,0.
Как показали теоретические и экспериментальные исследования,
коэффициент местного сопротивления конического стабилизатора
можно определить по формуле
£ст = tjzt (°2 — 2w cos х + 1),
со—1 dgT ,
где—-—= -^------степень загромождения выходного сечения
горелки, D — диаметр участка горелки перед стабилизатором.
Па основании теоретических и экспериментальных исследований
в лаборатории газовой теплотехники Куйбышевского политехниче-
ского института созданы круглые и плоско-симметричные газовые
горелки производительностью от 15 до 500 л3/ч со стабилизаторами
в виде плохообтекаемых тел.
Горелки с коническими и клиновидными стабилизаторами в про-
цессе работы обеспечивают все заданные параметры, обладают просто-
той и надежностью в эксплуатации, устойчиво стабилизируют газо-
вый факел и работают без отрыва его от устья горелки.
Недостатком таких стабилизаторов является необходимость во-
дяного охлаждения и торкретирования поверхности, обращенной
в топку.
250
К: ЛИТЕРАТУРА
1. Стабилизация пламени и развитие процесса сгорания в турбулентном
потоке. Оборонгиз, 1961.
р 2. Раушенбах Б. В. и др. Физические основы рабочего процесса
в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. «Машиностроение», 1964.
3. И л ь я ш е н к о С. М., Талантов А. В. Теория и расчет пря-
моточных камер сгорания. «Машиностроение», 1964.
Р. И. Эстеркин
Ленинградский техникум промышленной теплотехник и
ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ и компоновки
ГАЗОВЫХ ГОРЕЛОК НА ЭКОНОМИЧНОСТЬ
СЖИГАНИЯ ГАЗА В КОТЕЛЬНЫХ АГРЕГАТАХ
В последние годы выполнено много испытаний различных котель-
ных агрегатов как в стендовых, так и в эксплуатационных условиях,
однако обобщение экономических показателей работы котлов при
установке различных горелок и их компоновке не производилось.
На рис. 1 показаны зависимости, характеризующие экономич-
ность использования газа в топках чугунных секционных котлов
типа НРч и Универсал-6 по данным испытаний при установке наи-
более распространенных горелок и их различной компоновке. Основ-
ные конструктивные характеристики горелок, установленных на
котлах НРч и Универсал-6, приведены в таблице.
Как видно из рис. 1, а, изменение температуры уходящих газов
в зависимости от тепловой нагрузки поверхности нагрева для боль-
шинства горелок и их компоновки обобщается единой прямой (7).
Выпадают из этой зависимости (2) только два варианта переоборудо-
вания топки: потолочная установка горелок ИГК-60М на котле
Универсал-6, описанная в нашей работе *, и подовая установка
одпоколлекторной горизонтальной многощелевой горелки на котле
НРч **. Из рис. 1, б ясно, что для всех рассматриваемых вариантов
горелок и их компоновки коэффициент избытка воздуха за котлом
изменялся в пределах 1,18—1,30 и практически не зависел от тепло-
вой нагрузки поверхности нагрева. Полученный разброс точек об-
условлен точностью регулирования подачи воздуха и разной
величиной присосов в газоходы котлов.
На рис. 1, в показана зависимость потери тепла с уходящими
газами от тепловой нагрузки поверхности нагрева. Соответственно
изменению температуры уходящих газов из общей зависимости для
•Эстеркин Р. И. Перевод промышленных котлов на газообразное
топливо. «Энергия», 1967.
••Эстеркин Р. И., Цыпин В. М. Газовая промышленность,
№ 4, 1964.
251
Рассмотренные выше зависимости строго справедливы лишь для
случая расположения примыкающих перфорированных секторов
в одной плоскости, однако проведенные эксперименты показали, что
возможные на практике отклонения от этого условия незначительно
ухудшают условия пламяпереброса.
В целях косвенной оценки возможного резкого скачка температур
большой интерес представляет выражение условий пламяпереброса
не через расходы топлива, а через коэффициенты избытка воздуха.
Для этого применительно к рассматриваемым условиям вводятся
Рис. 4. Характеристики пламяпереброса испытанных го-
релочных устройств.
Значения wB, м/сек, при диаметре 560 jhjk: 1 — 50,4; 2 — 58,5;
3 — 63,5; 4 — 70,5; 5 (при диаметре 880 мм) — 16,3.
следующие понятия: коэффициент
избытка воздуха периферийных
горелок
6
7
Св
коэффициент избытка воздуха на центральной горелке
а — —. —5—
ц 7 £0Вц
и
Св
а =______"_
ц-° £ОЯЦ ’
а также общего избытка
(Вц+ Вп) ’
320
Результаты исследовании и обработки опытных данных с по-
мощью этих коэффициентов представлены на рис. 4. Как видно,
условие оптимального пламяпереброса для фронтовых устройств
исследованных типоразмеров практически совпадает и соответствует
ац 5 и осц о «=» 35. Значение же аг и ап при оптимальном моменте
подключения периферийных горелок сильно зависит от скорости
воздуха, на режиме запуска уменьшаясь с ростом последней. Кроме
того, оказывает некоторое влияние и размер горелок. Причем ах
и ан падают с увеличением диаметра горелок, что можно объяснить
несовпадением темпа роста диаметра горелки и расхода топлива
(если выдерживать условие 1$ = ZCH).
Таким образом, в результате настоящего исследования установ-
лены оптимальные режимы зажигания и пламяпереброса в струйно-
стабилизаторных многогорелочных камерах сгорания, обеспечи-
вающие минимальные забросы температур в момент запуска ГТУ.
ЛИТЕРА ТУРА
1. Асос ко в В. Л. Характеристики работы многорегистровых камер
сгорания ГТУ. Теплоэнергетика, Л» 8, 1970.
2. Сударев А. В. и др. Исследование многогорелочной камеры сгора-
ния с завихрителем вторичного воздуха при сжигании жидкого топлива. Тепло-
энергетика, № 7, 1969.
3. К у з н е ц о в JI. А. и др. Многогорелочные камеры сгорания ГТУ
при работе па природном газе. Энергомашиностроение, № 5, 1968.
4. JI ю б ч и к Г. М., X р и с т и ч В. О., Ч м е л ь В. М. До розра-
хунку далекобшносп дифузпшого факела, який розвиваеться за перфорованим
сектором. BicniiK Кшвського пол1техшчного шетитуту. Сер. теплоенергетики,
№ 4. Вид. Кшвського ушверситету, 1967.
/Г . /7. Сигал, Н. .1. Гуревич, С. С. Нижник, А. В. Марковский
* Институт газа АН УССР
ОБРАЗОВАНИЕ ОКИСЛОВ АЗОТА
В ТОПОЧНЫХ ПРОЦЕССАХ ПРИ СЖИГАНИИ ГАЗА
При температурах, имеющих место в топках котельных агрегатов
и промышленных установок, достаточно активно протекает реакция
окисления атмосферного азота:
O2-|~N2 2NO —43 ккал. (1)
В настоящее время свыше 50% от общего количества окислов
азота, содержащихся в атмосфере крупных городов, попадают в нее
с дымовыми газами стационарных топливосжигающих установок.
Выброс окислов азота с учетом их токсичности (предельно допусти-
мая максимальная разовая концентрация окислов азота в воздухе —
0,085; SO2 — 0,5; СО — 3 лег/л*3) соизмерим с выбросом SO, при
21 Заказ 999 321
сжигании угля АШ, а при сжигании природного газа является
единственным существенным загрязнителем атмосферы.
Концентрация окислов азота в продуктах горения зависит от
состава и скорости горения топливо-воздушной смеси, максимальной
температуры в зоне горения, а также характера распределения темпе-
ратур в факеле. Следовательно, конструкция топочных устройств
и организация процесса горения полностью определяют выход NO
в продуктах горения.
В исследовании реакции (1) основополагающие результаты полу-
чены Я. Б. Зельдовичем, П. Я. Садовниковым и Д. А. Франк-Каме-
нецким ]1]. В частности, показано, что при малой подвижности
реакции, когда в зоне горения не успевает образоваться равновесная
концентрация окиси азота и реакция останавливается вследствие
охлаждения, безразмерный выход NO равен критерию подвижности,
составленному из константы скорости обратной реакции — А'тах, *
равновесной концентрации — [NO]max, времени реакции —тр:
no = -[noUx 1,
(2)
где NO — фактическая концентрация окиси азота в продуктах горе-
ния.
Используя характерное время установления равновесной кон-
центрации [т], полученное Ю. И. Райзером [2],
. 1 1 2-1012
11 A'nax (NO)ma4 “ ₽ ’ (3)
где Суг — концентрация азота в продуктах горения, представим
критерий подвижности в виде отношения
Amax (NO]maxTp — • 0)
Из сравнения абсолютных значений характерного времени уста-
новления равновесия и времени реакции (тр<0,1 сек) следует, что
при температурах, развиваемых в топочных устройствах котлов,
реакция протекает в области малой подвижности.
Определение тр при взрыве, характеризующемся мгновенным
подъемом температуры до максимального значения и последующим
охлаждением, рассмотрено в работе [1 ]. В топочных устройствах
процесс сгорания протекает при других начальных условиях. Уве-
личение температуры в зоне горения зависит от скорости выгорания
топлива и не является мгновенным процессом.
Рассмотрим подробнее время реакции образования окиси азота
в ходе горения на участке изменения температуры реагирующей
смеси от начального 7^ до максимального значения Ттах. Вследствие
значительного энергетического барьера реакции (энергия актива-
* Здесь и в дальнейшем индекс шах означает, что берется значение пара-
метра, соответствующее максимальной температуре реагирующей смеси.
322
ции Е = 129 ккал/моль) можно считать, что образование окиси
азота происходит при максимальной температуре и остается суще-
ственным на некотором температурном интервале Д7\ так называе-
мой «температурной ступеньке». За характерное значение «темпера-
турной ступеньки» целесообразно принять введенную Д. А. Франк-
Каменецким [1] единицу температуры, соответствующую изменению
скорости реакции в е раз,
21£™*_Д7\ (5)
В этом случае время реакции рассматривается как интервал, в тече-
ние которого поддерживается «температурная ступенька».
Допустим, что в завершающей стадии горения соотношение
между безразмерными градиентами температуры реагирующей
смеси и концентрацией топлива может быть аппроксимировано
степенной зависимостью
~ , (6)
dxp \ dtp /
где Т, Ст и тр — соответственно безразмерные значения температуры,
концентрации топлива и времени реакции в ходе горения:
у7 — • С — —т - • т — — • ? =— (7)
Гт,х-Т0 • G’~|CT]0- Т» т, • Тр тг ' ''>
Отметим, что при определении температурного градиента мас-
штабом отношения для времени реакции является характерное
время течения тт, а градиента концентрации — характерное время
горения топлива тг. Время течения определяется как отношение
характерного размера камеры сгорания к скорости истечения топ-
ливо-воздушной смеси:
тт = l/w0.
Характерное время горения зависит от физико-химических
свойств горючей смеси:
тг~ а/н’,
где а — коэффициент температуропроводности смеси; ин — нормаль-
ная скорость распространения пламени.
В тепловой теории горения тг рассматривается как время пре-
бывания в ламинарном фронте горения. Экспериментальные значе-
ния тг для метана и других топлив приведены в работе [3].
При выполнении условия (6) время реакции образования NO
в ходе горения
. Го.» Но-АТт, (8)
где Но — тг/тт — критерий гомохронности.
Таким образом, к моменту достижения реагирующей смесью
максимальной температуры выход NO составит
(9)
21
323
Соотношение (9) может быть использовано для проверки аппро:
сим'ации (6) и определения показателя степени п по экспериментал
ным значениям NO и Т^ах» так как
1 ^гпахтт
10g-------- ---—
ю (Лпах-Гр) И NO,
log - ---- —
(Тшах-Го) [Т] NO,
(10;
^max^r
Рис. 1. Выход окиси азота в ходе го-
рения в зависимости от состава горю-
чей смеси.
Ч'еплонапряжение камеры сгорания,
Мкал/м*‘ч: а — 40, б — 50, в — 60.
С этой целью был исследо-
ван выход NO при горении
предварительно перемешанных
смесей природного газа с воз-
духом. Газ сжигался в тун-
нельной горелке, на срезе ко-
торой устанавливался водоох-
лаждаемый зонд для отбора
продуктов горения. Анализ про-
дуктов горения на содержа-
ние окислов азота произво-
дился методом Г. А. Городец-
кого [4] с использованием ре-
актива Грисса — Илосвая (чув-
ствительность прибора до
0,001 г/л€3). Опыты проводились
в широком диапазоне изменения
коэффициента избытка воздуха
(а = 1,0 —1,6) при значитель-
ной тепловой нагрузке объема
камеры сгорания q = 30 4-
ч- 60 Гкал/м? • ч, когда макси-
мум температуры в соответ-
ствии с рассматриваемой схе-
мой устанавливался практи-
чески ца срезе туннеля. Зави-
симость действительного выхо-
да NO от теплового напряже-
ния топочного объема и состава
горючей смеси приведена на
рис. 1.
Обработка эксперименталь-
ных данных в логарифмиче-
ских координатах (рис. 2) сви-
детельствует о допустимости
аппроксимации (6). Найденное
‘ по экспериментальным данным
значение показателя степени
п = 1,36. Время реакции обра-
зования NO во фронте горе-
324
г -Я^тах
Р Е
(И)
1ия существенно зависит от скорости выгорания топлива (так как
Зо ~ 1/и« )
- Гл"У НоМгт.
х max л О
Выше рассматривался выход NO в завершающей Стадии выгора-
ния топлива, что позволило провести эксперимент в условиях мгноу
венного «замораживания» пробы,-отбираемой из зоны максимальной
температуры.
имеет место значительно
В практических условиях
О -
-г
Тmax
max ~ То)[t] NO
Рис. 2. Обработка экспериментальных данных для
определения показателя степени в аппроксимиру-
ющем соотношении (6).
Теплонапряжение камеры сгорания, Мкал/м^ч: 1 — 40;
2 — 50; з —- 60.
более медленное охлаждение продуктов горения и некоторое увели-
—чение времени реакции. Образование окиси азота в процессе «после-
взрывного» охлаждения рассмотрено в [1], исходя из того, что охла-
ждение сгоревшей горючей смеси подчиняется универсальному
закону
(12)
Время образования окиси азота в ходе охлаждения не зависит
от состава горючей смеси, условий ее сгорания и является констан-
той для каждого вида топлива:
R
ЕА '
охл
р
(13)
325
(14)
Выход NO в ходе охлаждения
> тохл
NO ~ ______________________________f NO 1
Xvyox.i |т) li,vyJmax
по зависимости от состава горючей смеси существенно отличается
от выхода NO в ходе горения, так как при увеличении коэффициента
избытка воздуха N0OXJI не имеет экстремума и резко снижается,
в то время как NOr практически «следит» за равновесной для дан-
ных условий концентрацией (см. рис. 1). Ввиду резкого колебания
Рис. 3. Распределение концентраций компонентов
по длине факела них ревой газовой горелки.
величины К0оХЛ при изменении Гтах можно рассматривать два
характерных случая, в каждом из которых суммарный выход NO,
определяющий конечную концентрацию окиси азота в продуктах
сгорания NO = NOr + N0OX4, достаточно точно определяется од-
ним из слагаемых. Из опытов, выполненных при сжигании природ-
ного газа в водоохлаждаемой камере сгорания, следует, что суммар-
ный выход NO мало отличается от выхода NO в ходе горения [51.
Это обстоятельство подтверждается экспериментальным исследова-
нием распределения концентраций горючих компонентов и окиси
азота в зоне горения.
На рис. 3 представлены характерные кривые усредненных по
сечению концентраций СН4, СО2, О2, СО, Н2 и NO вдоль оси вихре-
вой горелки, представляющей модель горелочного устройства,
326
применяемого и котлоагрегатах. Горелка — модель (диаметром
100 мм) с периферийной подачей газа через 4 ряда сопел (диаметром
0,7; 0,8; 1,3 и 2 мм) в закрученный поток воздуха, создаваемый тан-
генциальным регистром, — была установлена в цилиндрической
водоохлаждаемой камере диаметром 100 .н.н, длиной 1200 мм и рабо-
тала с общим коэффициентом избытка воздуха а = 1,28. Из приве-
денного распределения концентраций (аналогичные кривые полу-,
чены и для прямоточного факела) видно, что зона завершения образо-
вания окиси азота в факеле совпадает с окончанием зоны интенсив-
ного горения, характеризующейся накоплением максимальных кон-
центрации промежуточных продуктов горения метана — СО и Н2
и приближением концентраций СО2 и О2 к конечным значениям.
Эта зона расположена на расстоянии двух калибров горелки от газо-
вых сопел (при общей длине факела 8 калибров) [61.
Из рассмотрения концентрационных характеристик следует, что
уменьшение выхода NO при горении преимущественно может быть
достигнуто снижением температур в корне факела. Таким образом,
в условиях, характерных для процесса горения в топках котлов,
синтез окиси азота практически протекает в ходе горения. Образо-
вание NO в ходе охлаждения менее существенно. Содержание окиси
азота в продуктах горения зависит от состава и скорости горения
топливо-воздушной смеси.
Интересно отметить, что безразмерный выход NO в ходе горе-
ния практически не зависит от состава газо-воздушной смеси. Это
позволяет использовать для определения концентрации окиси азота
в продуктах сгорания простое соотношение:
NO^/c[NO]max, (15)
где к = 0,05 4-0,10 — коэффициент, являющийся слабой функцией
тепловой нагрузки зоны горения.
Для определения INOlmax может быть использована формула
Я. Б. Зельдовича 111:
21 ЬОО
(NO]m„ = 4,6 охр' . (16)
Уравнения (15) и (16) позволяют анализировать влияние вида
топлива и физических свойств топливо-воздушной смеси на вели-
чину экстремального значения коэффициента избытка воздуха,
соответствующего наибольшему выходу NO. Для а> 1,1 с доста-
точной точностью можно принять
с°.=21Аттгг;с*.=79т^г <17>
\
где L — теоретически необходимое количество воздуха, м3/м3.
В области значений а = 1,0 4-1,1 кроме избыточного кислорода сле-
дует учитывать кислород, идущий на окисление промежуточных
продуктов горения — СО и Н2.
327
При мало влияющем на конечный результат допущении об адиа-
батичности процесса зависимость между Ттлх и а может быть выра^
жена в виде
Г"“= (i + aL)c„ • (18)
где Q — тепловыделение в воне горения, ккал/м3ст —тепло-
емкость продуктов горения, ккал/м3 • ч-град.
Подставив соотношения (16), (17) и (18) в уравнение (15) и иссле-
довав его на экстремум относительно а, получим после ряда упро-
щений приближенную (с ошибкой не более 3%) формулу:
®max RT* с ’ О 9)
1 — 0.65L • — У-т,х-.
Е <?н
где ст — теплоемкость продуктов горения, ккал/м3-град.
Из (19) следует, что независимо от вида топлива максимальный
выход NO наблюдается практически при одном и том же избытке
воздуха в зоне горения. Например, для природного газа Шебелин-
ского месторождения агаах = 1,17, угля АШ — 1,18 и мазута — 1,17.
Одним из основных факторов, определяющих концентрацию NO
в продуктах сгорания, является концентрация свободного кисло-
рода. Влияние этого параметра наиболее ощутима при сжигании
стехиометрической или близкой к ней по составу горючей смеси.
Из рассмотрения данных об изменении, концентраций NO по длине
факела (см. рис. 3) следует, что выход NO определяется не концен-
трацией кислорода в конечных продуктах сгорания, а ее текущим
значением, соответствующим максимальной температуре, достигну-
той в ходе горения. Содержание кислорода в этот момент с достаточ-
ной точностью определяется суммой избыточного и необходимого
для окисления промежуточных продуктов горения (СО и Н2) кис-
лорода.
Экспериментальные исследования * выброса окислов азота про-
водились на энергетических, промышленных и отопительных кот-
лах. Пробы отбиралисыв газоходах котлов непосредственно за дымо-
сосом. Концентрация окислов азота определялась при помощи газо-
анализатора типа<- УГ-2. Контрольные пробы на каждом режиме
определялись колориметрически с использованием реактива Грис-
са — Илосвая и фотоэлектроколориметра.
В связи с тем, что при автоматическом регулировании режима
горения возникают колебания коэффициента избытка воздуха,
а также максимальной температуры факела и, следовательно, изме-
няется концентрация NO, за характерную концентрацию на данном
режиме принимались максимальная концентрация и среднеарифме-
тическая из 10 анализов. Некоторые из. полученных результатов
приведены в таблице.
• В исследованиях принимали участие инженеры Б. В. Василец, Н. Г. Иль-
ченко, Е. М.-Лавренцов, С. Л. Жуковская, В. В. Хоха,
328
Концентрации окисло» азота (определяемых как NO3) в дымовых газах
энергетических, промышленных и отопительных котлов
е/ж»
на газовом топливе, ——j—
Тип котельного агрегата Паропро- изводи- тельность, т/ч Теплопро- изводи- тельность, Гкал/ч Количество и тип горелок NOJP NO™"
ТПП-10 950 635 24 вихревые 1,65 1,98
ТП-230 230 142 6 вихревых 0,45 0,49
ТП-15 220 138 4 щелевые 0,31 0,39
ТП-170 170 106 3 вихревые 0,28 0,29
ПТВМ-100 — 100 18 вихревых 0,24 0,28
БКЗ-50-39-Ф 50 18,4 6 комбинированных 0,23 0,26
ТВГ-8 —— 8,6 4 подовые 0,19 0,19
ДКВР-10-13 10 7,6 2 смесительные 0,23 0,29
ДКВР-4-13 4 3,4 2 подовые 0,17 0,20
ДКВР-2,5-13 2,5 1,9 2 » 0,18 0,22
Универсал-6 — 0,58 3 форкамерные 0,18 0,19
Упиверсал-5 — 0,54 2 подовые 0,20 0,30
Надточия — 0.36 3 » 0,17 0,18
Стребель — 0,14 2 » 0,16 0,16
Из данных таблицы видно, что котел паропроизводительностью
170 т/ч выбрасывает в атмосферу в течение суток 2,2 т окислов
азота, а котел паропроизводительностью 950 т/ч трпа ТПП-110
(имеющий топку с пережимом) — 57 т. Поэтому при проектирова-
нии новых и расширении существующих электростанций следует
учитывать окислы азота в расчете дымовых труб. На существующих
электростанциях желательно произвести поверочный расчет дымо-
вой трубы и предусмотреть мероприятия по уменьшению концен-
траций окислов азота в продуктах сгорания. Эти мероприятия
должны включать в себя возможные снижения температуры и коэф-
фициента избытка воздуха в зоне горения.
Выводы
1. Рассмотрены условия образования окиси азота при горении
топлива в топках котлов и получены уравнения для расчетного
определения выхода NO в зоне горения. Показано, что в условиях,
характерных для топочного процесса, синтез окиси азота практи-
чески протекает в ходе горения на участке от начала зоны горения
до области максимальных температур. Образование окиси азота
в ходе охлаждения менее - существенно.
2. Концентрация окиси азота в продуктах горения зависит от
уровня и распределения максимальных температур в топке и кон-
центрации свободного кислорода в воне этих температур. С увели-
чением размеров топки и производительности котлов концентрация
329
NO в продуктах горения возрастает ‘вследствие увеличения макси-
мальной температуры в ядре факела.
3. Показано, что, несмотря на термический характер реакции
окисления азота, конечный выход NO в факельных процессах кос-
венно связан с процессом горения углеводородных топлив.
ЛИТЕРАТУРА
1. Зельдович Я. Б., Садовников П.* Я., Франк-Ка-
менецкий Д. А. Окисление азота при горении. Изд-во АИ СССР, 1947.
2. Райзер Ю- И. Образование окислов азота в ударной волне при
сильном взрыве в воздухе. ЖФХ, т. XXXIII, № 3, 1968.
3- Б а е в В. К., Третьяков П. К. Характерные времена горения
топливо-воздушных смесей. Физика горения и взрыва, т. 4, № о, 1968.
4. Быховская М. С., Гинзбург С- Л., X а м ц о в а О. Д.
Методы определения вредных веществ в воздухе и других средах, т. 1. Медгиз,
I960.
5. С и г а л И. Я. Горение газа и атмосфера городов. Газовая промыш-
ленность, № 2, 1969.
6. Сигал И. Я., Гуревич Н. А. Закономерности горения в за-
крученном потоке и длина факела вихревых газовых горелок. Газовая промыш-
ленность, № 5, 1968.
А. Г. Тумановыми
’ вти
ОБРАЗОВАНИЕ ОКИСЛОВ АЗОТА
В КАМЕРАХ СГОРАНИЯ СТАЦИОНАРНЫХ ГТУ
ПРИ СЖИГАНИИ ПРИРОДНОГО ГАЗА
Опыт освоения головных образцов ГТ-12-700 НЗЛ, ГТ-25-700-1
ЛМЗ, ГТ-50-800 ХТГЗ показал, что при сжигании природного
газа на выхлопе ГТУ появляется дым бурого цвета, обусловленного
содержанием в дымовых газах окислов азота, выброс которых в атмо-
сферу жестко лимитируется санитарными нормами. Предельно допу-
стимая концентрация (ПДК) NO2 (0,085 мг/л) в 6 раз жестче ПДК
SO2- Кроме того, согласно санитарным нормам при совместном при-
сутствии NO2 и SO2 в атмосфере их токсическое действие сумми-
руется. Следует также учитывать, что пары воды и NO2 при опреде-
ленных условиях могут конденсироваться на металлических поверх-
ностях в виде растворов* азотной и азотистой кислот и вызывать
коррозию оборудования. Поэтому уменьшение концентрации NO 4-
+ NO 2 на выхлопе ГТУ будет способствовать снижению загрязне-
ния атмосферы и коррозии оборудования и в целом — расширению
сфер применения данных установок в энергетике и в промышлен-
ности.
Условия работы камеры сгорания в схеме ГТУ приводят к опре-
деленным особенностям образования NO в продуктах сгорания.
Как показывает изучение кинетики и механизма окисления азота
330
f1
г при горении [1J, в камерах сгорания ГТУ с высокими локальными
I температурами в факеле, повышенными давлениями и резким охла-
| ждением продуктов сгорания создаются благоприятные условия
I для образования окиси азота (NO). Последующее окисление NO
I в NO 2 на некоторых режимах работы ГТУ придает выхлопным газам
ь бурую окраску. Исследования, проведенные рядом отечественных
и зарубежных авторов, показали, что при сжигании природного
’ газа образуется до 15—20 кг окислов азота на 1 m сжигаемого топ-
> лива. - к
Все испытания по определению окислов азота в камерах сгора-
ния, проводимые на модельных и промышленных установках,^ были ?
г поставлены с целью проверки теоретических положений по природе
образования окислов азота применительно к камерам сгорания j
ГТУ, а также с целью выявления различных эффективных мер
борьбы с их образованием *.
Концентрация окислов азота определялась двумя наиболее . -я
подходящими для наших условий методами: 1) определение NOt,
основанное на его окислении 8%-ным раствором йодистого калия
с последующим определением нитритов реактивом Грисса — Ило- 4
свая; 2) линейно-колористическим методом, основанным на приме-
нении индикаторных трубок и универсального газоанализатора
УГ-2; при соблюдении необходимых требований и рациональном j
применении этих методов концентрация NO2 определялась с точ-
ностью до 0,005—0,007 мг/л в пределах измерений от 0,03 до 0,3 мг/л.
Исследования по определению окислов азота, а также изучению
влияния различных режимных и конструктивных параметров на
их образование проводились на камерах сгорания самых различных
конструкций как в стендовых, так и в промышленных условиях.
В данных испытаниях исследовались практически все варианты
фронтовых устройств, применяемых в стационарных ГТУ: горелки
предварительного смещения и диффузионного типа с плоско-кони-
ческим регистром, многорегистровые горелочные устройства, без-
регистровые горелки струйно-стабилизаторного типа конструкции
КПИ.
Как показывает изучение природы образования NO, на ее кон-
центрацию оказывают влияние температуры в зоне горения и после-
дующий темп охлаждения продуктов сгорания («закалкаж) — <рк.
В камерах сгорания стационарных ГТУ скорость охлаждения про-
дуктов сгорания фк с изменяется в интервале 5 • 103—5 • 104° С/сек.
Мы рассчитали темп охлаждения топочных газов при концентра-
циях NO,,реально образующихся в камерах сгорания ГТУ, по мето-
дике. изложенной в [2]. Скорость охлаждения <рк, характеризу-
ющая конечное образование NO, находилась по уравнению
___ _ 107 600
•<pK = l,06.10-WK/ГТ2е~ йТк . (1)
• На отдельных этапах работа проводилась в тесном сотрудничестве с Киев-
ским политехническим институтом при участии В. А. Христича_и А. М. Шев-
ченко.
.441
Задаваясь значением NO, по формуле
__________________________________ _ 43000
Oj«N2 ~ 2RTk
~3—e
N0 = 8
находили соответствующее ему значение температуры Т*, а затем
по уравнению (1) определяли фк.
Результаты расчета показали, что величина <рк, соответствующая
образующейся концентрации в камере сгорания NOeI = 0,05 -^1%,
Рис. 1. Влияние температуры воздуха на выход NO за камерой сгорания при
постоянной температуре продуктов сгорания (tr, мк с = const).
Температура газа за камерой сгорания, °C: 1 — 680 (рк 9,5 ат, ГТ-25-700); £ — 700
3 — 650, 4 — 500 (р„ „ = 2,5, ’ГТ-ЗК).
I
I
I
I
I
I
не превышает 0,1—2° С/сек, что на 2—3 порядка меньше реальной
скорости охлаждения продуктов сгорания с. При уровне макси-
мальных температур (1600—1800° С), достигаемых в камерах сгора-
ния ГТУ, скорость охлаждения топочных газов намного превышает
скорость закалки, необходимую для получения NO, реально обра-
зующейся при данных температурных условиях. Проведенные
экспериментально опыты подтвердили этот вывод: при изменении
в смесителе камеры сгорания фк с от 5*10а до 3-106 °С/сек для
всех исследованных режимов с разными значениями конечная
концентрация NO за смесителем практически не менялась.
332
' Влияние температуры воздуха на конечный выход окйсдов азота
сследовалось на модельной камере сгорания при изменении-?»
от 60 до 420° С. При повышении температуры воздуха (а, = const)
естественно повышается температура горения и, как следствие,
увеличивается концентрация NO. При работе камеры сгорания
в схеме ГТУ подогрев воздуха (включение регенератора) происхо-
дит при температуре продуктов сгорания перед турбиной, не.превы-
шающей допустимую, т. е. при постоянном значении температуры
газа перед турбиной. При этом при постоянном соотношении аоб
и а, с ростом температуры воздуха увеличиваются аоб и а. и общий
температурный уровень в топочном объеме не меняется. Испытания
показали, что концентрация NO за камерой сгорания практически
остается неизменной при постоянном значении темрературы газа
перед турбиной во всем интервале изменения температуры воздуха
(рис. 1). Это также подтвердили и промышленные испытания
ГТУ-25-700-1. При = 200 и 280° С и температуре газов до тур-
бины 680° С концентрация NO была одинакова—0,011—0,015%.
С целью снижения температуры в топочном объеме камеры и
последующего уменьшения концентрации NO были проведены
опыты, в которых вода и пар впрыскивались непосредственно в зону
горения. При расходе воды или пара в зону горения, не превыша-
ющем 2—2,5% от расхода воздуха, содержание NO за камерой сгора-
ния уменьшается в 2—3 раза. Основные экономические и эксплуа-
тационные показатели камеры сгорания при этом не ухудшаются.
Отличительной особенностью работы камер сгорания ГТУ от
других стационарных тепловых агрегатов является то, что процесс
горения в них протекает при повышенных давлениях. Эксперимен-
тальные исследования по влиянию давления в интервале от 1 до
10 ат на конечное образование окислов азота проводились при сжи-
гании газообразного и жидкого топлива (рис. 2). В этих испытаниях
скорость воздуха на входе в камеру, а также объемные теплонапря-
жения при изменении давления поддерживались постоянными.
Опытные данные по концентрации NO могут быть обобщены зависи-
1.6Рк,с—0.23
0,6рк. с+ 0.77’
мостью NO ~
из которой видно, что с ростом давле-
ния в камере сгорания концентрация окиси азота увеличивается.
Особенно это заметно в интервале изменения давлений от 1 до 5 ат.
Следует отметить, что в диапазоне давлений 1—4 ат эксперимен-
тальные данные по образованию NO удовлетворительно совпадают
с расчетными по уравнениям Зельдовича и Райзера. Таким образом,
повышенное давление в камере сгорания является одной из главных
причин заметного, содержания окислов азота в выхлопных газах
ГТУ.
Важным моментом исследований явилось изучение влияния eq
на процесс образования окислов азота. Испытания проводились
на экспериментальной .камере ГТ-ЗК завода «Экономайзер». Вели-
чина ат изменялась при постоянных значениях аоб и qv в диапазоне
ют 0,4 до 3,5 путем прикрытия проходного сечения дырчатого'смеси-
теля и отверстий, специально сделанных для этой цели в районе
333
Рис. 2. Влияние давления на образование окислив азота за камерой сгорания
ГТУ (аоб = 5,5 -ь 7,0).
1 — жидкое топливо (опытная камера сгорания); 2.— природный газ (ГТУ-25-700); 3 —
то же (ГТ-ЗК); 4 — расчетные данные по формуле Зельдовича.
Рис. 3. Образование окиси азота в камере сгорания ГТ-ЗК в зависимости от ai
при ао<5 = const.
Значения am: I----------2,5 (*в Q 200° С), II--1,5 (/в *= 50° С); значения aofi: 1—
~6,0, 2----8,05, з----9,7; 4 — расчетные данные по уравнению Зельдовича.
смесительного устройства. Полученная экспериментально зависи-
мость концентрации NO, образующейся в камере сгорания, от ах
имеет максимум при ах = 1,0 -4-1,1 и снижается с увеличением af
(рис. 3). В ходе испытаний было выявлено, что при снижении ax < 1
в камере сгорания стационарной ГТУ концентрация NO не умень-
шается, как это происходит в котельных агрегатах или в двигателях
внутреннего сгорания, тем более что при этом резко ухудшается
процесс выгорания топлива (удлиняется факел, повышается хими-
ческий недожог за камерой сгорания).
Одновременно с этими опытами были проведены расчеты кон-
центрации NO в условиях камеры сгорания ГТУ с использованием
уравнения Зельдовича для определения скорости реакции окисле-
ния азота кислородом:
d NO 5-Ю11 -
“ /о2 е
86 000
RT
43 000
O2*N2~e -NO2
Анализ этого уравнения и предварительные расчеты показали,
что при уровне концентрации NOe'J, реально образующейся в ка-
мере, ее величина с учетом полученной ранее зависимости от давле-
ния в камере может быть найдена с достаточной точностью по сле-
дующему уравнению:
NO«i =
128 000
3,7 -IO12 f02«N27 нтф
_ ( I.GPk.c-0.23 \ /
пр\ о,6рк. с4-0.77
где О2, N2, NO — в процентах; Тф — средняя температура факела
при заданных ах и tB, °К; рк с — давление в камере сгорания, ат;
R — газовая постоянная, кал)моль -град; тпр — время пребывания
в топочном объеме, рассчитывается по объемному теплонапряжению
камеры qv.
Концентрация NOoI, рассчитанная по данному уравнению, имеет
явно выраженный максимум при осх = 1,1, резко падая приах = 1,0;
1,2 (см. рис. 3).
Анализ расчетных и экспериментальных данных показал, что
при cij = 1,1 опытные и расчетные значения NOaX практически
совпадают. С увеличением а, 1,3 4-1,4 опытные значения NOaI
на 2—3 порядка превышают расчетные концентрации, т. е. выход
окислов азота определяется не средним температурным уровнем
топочного объема камеры сгорания, а максимальными температу-
рами факела, достигаемыми при ах = 1,0 4-1,2. Эксперименталь-
ные точки зависимости NO. от а. аппроксимируются зависимостью
1 37
NO., ~ ------0,34, а уравнение, при помощи которого, зная основ-
«I
ные режимные параметры рк с, tB, qv, можно определить вели-
чину концентрации NO, образующейся в камерах сгорания стацио-
335
парных ГТУ при сжигании жидких и газообразных топлив, запи-
шется в следующем виде:
__ 129 000 \
3,7 • 1012 /О2 N2e RT* х
V Тф 'а-1,1
1.6Рк.с-0 23 \
О.бРк.с + О.77 J
(4)
где Тф — средняя температура факела в конце камеры сгорания,
берется при а, = 1,1.
Так как образование NO определяется максимальными темпера-
турами факела (1600—1800° С), конечный выход окислов азота
неразрывно связан с временем пребывания продуктов сгорания
в этих зонах и, следовательно, с процессом выгорания топлива,
и в первую очередь — с организацией процесса смешения во фрон-
товой зоне камеры сгорания. Изучение кривых выгорания природ-
ного газа по длине камеры сгорания показывает, что можно выделить
два характерных участка: начальный, где выгорает 80—90% топ-
лива, и конечный, где завершается выгорание топлива до т]к с =
= 99 4-100%. Все проведенные нами стендовые и промышленные
испытания показали, что на образование окислов азота основное
влияние, особенно при 1,5, оказывает начальный участок
камеры, для которого характерны максимальные температуры
факела, достигаемые в топочном объеме, а также структурная и
концентрационная неравномерность по сечению камеры.
Исследованиями, проведенными в КПИ, ЦКТИ, ВТИ и других
институтах, было показано, что интенсивность выгорания и струк-
тура факела начального участка и его длина в основном зависят
от типа применяемого горелочного устройства. Причем в результате
наших исследований образования NO при испытании самых различ-
ных горелочных устройств было установлено, что с улучшением
смесеобразования и интенсификации выгорания топлива при а,
1,6 1,8 концентрация NO снижается [3]. В то же время прак-
тика подтвердила, что любой процесс смешения и выгорания можно
интенсифицировать путем равномерного распределения газа по сече-
нию воздушного потока горелки. Поэтому для оценки влияния про-
цесса смешения на образование окислов азота при сжигании при-
родного газа мы ввели показатель /г, который характеризует равно-
мерность раздачи природного газа в головной части камеры сгора-
ния:
-
* fL = —ТГ ’
г пл. гр"г
где Ft — площадь охвата струями топливного газа; Bt — расход
газа на данную площадь; гр — площадь сечения фронтового
устройства; Вг — общий расход природного газа.
336
Так, например, для одногорелочного устройства с диффузионной
горелкой и центральной раздачей природного газа
Яд.г<% г + Досн(<*д.г+2£)2
• ^Г^ПЛ гр
где t/д г — диаметр дежурной горелки; L — глубина проникнове-
ния газовых струй, определяемая для номинального режима по
формуле Ю. В. Иванова; Вд г и 5ОСН — расход природного газа
Рис. 4. Влияние равномерности раздачи природного газа по сечению ка-
меры сгорания на величину NO.
Камеры сгорания: 1 — ГТ-25-700-1; 2 — ГТ-25-700-11; 3 —ГТУ-25 (модельная); 4 —
ГТ-12-700 (1 горелка); 3 — ГТ-12-700 (7 горелок); 6 — ГТ-ЗК; 7— ГТ-50 (1 горелка); 8 —
ГТ-50 (модернизирооаннан высокого давления).
соответственно на дежурную и основную горелки. Для исследован-
ных камер сгорания 0,3 < -у—— < 0,6.
- Гр
При применении струйно-стабилизаторных горелок на номиналь-
ном режиме обеспечивается условие равенства длины элементарных
факелов длине стабилизаторов, т. е. L =
/ь Л1
^ПЛ- гр
Анализ результатов исследований различных горелочных уст-
ройств, проведенных в КПИ и ЦКТИ, а также их испытаний пока-
зывает, что увеличение показателя /£ при применении регистровых
и стабилизаторных фронтовых устройств всегда приводит к интен-
сификации процесса смешения и уменьшению начального участка
выгорания..
На рис. 4 приведена зависимость, показывающая влияние /ь
на концентрацию NO, приведенную к одинаковым условиям для
различных давлений, температур воздуха и ар при сжигании при-
22 Заказ 999 337
родного газа в стационарных камерах сгорания самых разнообраз-
ных конструкций. Влияние процесса смешения можнр выразить
через коэффициент Kf:
Камеры сгорания: 1 — ГТ-50-800, 2 — ГТ-25-700, 3 — ГТ-12-700; фронтовое устройство:
4 — одногорел очное (сплошная линия), 5 — семмгорелочное (штриховая линия).
и тогда уравнение для расчета концентраций NO, образующихся
в камерах сгорания стационарных ГТУ, примет окончательно сле-
дующий вид:
(_ 129 000 \
3,7 • 1012 ]/О^ Nae В Г* —I X
V Гф /а-1,1
VT ( 1.6рк, с-0,23 у 1,37 ПОД „
Х пр I 0,6рк. с+ 0,77 К «I 0,31 J Kf'
где К/, как видно из рис. 4, меняется в зависимости от конструкции
фронтового и горелочного устройств от 0,3 (для струйно-стабилиза-
торных горелок) до 1,2 (при подаче всего расхода газа на дежурную
горелку). Кривая наглядно показывает путь уменьшения образова-
ния окислов азота при помощи равномерной раздачи природного
338
газа во фронтовой зоне камеры сгорания наряду с увеличением
а, 1,6 4-1,8.
-Таким образом, исследования показали, что одним из наиболее
эффективных способов уменьшения образования окислов азота на
выхлопе ГТУ является ведение топочного процесса с а, 1,6 4-1.8
и последующее обеспечение интенсификации процесса смешения во
фронтовой зоне камеры сгорания.
При сжигании газообразного топлива эти рекомендации наи-
более полно нашли свое отражение в применении заводами (НЗЛ,
ЛМЗ,~ ХТГЗ) семигорелочных фронтовых устройств в газотурбин-
ных установках ГТ-12-700, ГТ-25-700-11, ГТ-50-800. Исследования
образования окислов азота проводились как на камерах в исходном
варианте (одногорелочное устройство), так и при применении модер-
низированных камер с семигорелочным фронтовым устройством.
Это дало возможность оценить эффективность мероприятий по сни-
жению NO, а также сравнить при этом основные режимные и экс-
плуатационные показатели камер сгорания. На рис. 5 показана
зависимость концентрации NO за камерой сгорания (приведен
к а, = 1 с учетом разбавления продуктов сгорания) от коэффи-
циента избытка топлива Ф=—— .
а об
Применение многогорелочных фронтовых устройств с а, 1,6 4*
4-1,8 позволяет не только интенсифицировать процесс сжигания
природного газа и улучшить основные эксплуатационные показатели
камеры, но является одним из самых эффективных способов борьбы
с окислами азота. Как видно из рис. 5, при установке указанного
фронтового устройства концентрация окислов азота на расчетных
коэффициентах избытка воздуха (аоб = 4 4-5,5) снизилась в 1,8—2
раза.
Выводы
1. В результате изучения кинетики и механизма окисления
азота при горении и особенностей теплового процесса в газотурбин-
ных двигателях установлено, что в камерах сгорания ГТУ созда-
ются благоприятные условия для образования окиси азота. Исследо-
вания, проведенные на головных образцах энергетических ГТУ,
показали, что при сжигании в них природного газа образуется
до 15—20 кг окислов азота на 1 т сжигаемого топлива.
2. Теоретическими и экспериментальными исследованиями полу-
чены количественные зависимости образования NO от основных
режимных параметров камеры сгорания.
3. В результате исследований установлено, что наиболее эффек-
тивным способом уменьшения образования окислов азота на вы-
хлопе ГТУ является ведение топочного процесса с а, 1,6 4-1,8
и последующее обеспечение интенсификации процесса выгорания
во фронтовой зоне камеры сгорания.
4. Рекомендуемые мероприятия позволили уменьшить содержа-
ние окислов азота на выхлопе промышленных ГТУ при сжигании
природного газа в 1,8—2,3 раза.
22* 339
' (
ЛИТЕРАТУРА
1. Зельдович Я. Б., Садовников П. Я., Франк-Кам'е-
н е ц к и й Д. А. Окисление азота при горении. М., Изд-во АН СССР, 1947.
2. М а р к е в и ч А. М., Рябинин Ю- Н.,. Т а м м И. И. ЖФХ*
т. 33, № 3 и 4, 1959. ?
3. Ту мановений А. Г., Христич В. А., Ш е в ч е и к о А. М.
Влияние типа горелочного устройства иа образование окислов азота в камерах
сгорания ГТУ при сжигании природного газа. Теплоэнергетика, № 5, 1970.
А. С. Иссерлин
лмэи
ОБ УЧЕТЕ ЗАТРАТ ПРИ ЗАМЕНЕ
ПРИРОДНЫМ ГАЗОМ ДРУГИХ ВИДОВ ТОПЛИВА
В ПЕРСПЕКТИВНЫХ ЭНЕРГОЭКОНОМПЧЕСКИХ РАСЧЕТАХ
Капиталовложения в топливную промышленность п электроэнер-
гетику в ближайшей перспективе составят около 35% от общих
капиталовложений в развитие промышленности, поэтому нахожде-
ние оптимальных пропорций потребления различных энергоресурсов
имеет важное народнохозяйственное значение [1]. Особенно акту-
альна в настоящее время разработка методов согласования частных
энергетических задач с развитием общего энергетического хозяйства
страны. К числу таких частных задач относятся рациональное рас-
пределение располагаемых топливно-энергетических ресурсов между
потребителями; рационализация топливно-энергетического хозяй-
ства потребителей, использующих топливо и энергию, и др.
При решении многих энергоэкономических и энерготехнологиче-
ских задач приходится сталкиваться с оценкой эффективности вариан-
тов энергоиспользования, различающихся расходом взаимозаменяе-
мых топлив и электроэнергии. Это обусловливает необходимость
разработки методики оценки различных видов энергетических
ресурсов.
В практике перспективных народнохозяйственных расчетов
обычно затраты на топливо и энергию учитываются либо по действу-
ющим ценам и тарифам на отдельные виды топлива и электроэнер-
гию, либо по приведенным затратам, определяемым по индивидуаль-
ным капиталовложениям и эксплуатационным расходам конкретных
источников поставки топлива и энергии.
Для нахождения оптимального решения необходимо исходить
из показателей сравнительной экономической эффёктивности добычи,
транспорта и использования различных видов топлива. Такими
показателями являются замыкающие затраты на топливо и электро-
энергию, разработанные Сибирским энергетическим институтом
АН СССР и Энергосетьпроектом в содружестве с другими органи-
зациями.
340
р к
Под замыкающими затратами на топливо и электроэнергию пони-
мается система удельных экономических показателей, представля-
ющих собой реальные народнохозяйственные затраты по топливно-
энергетическому хозяйству страны, необходимые для получения
дополнительной единицы топлива или электроэнергии, в каждом
районе страны на различных этапах планового периода.
Ограниченность возможных размеров добычи наиболее экономич-
ных видов топлива и взаимозаменяемость различных топлив обусло-
вливает такое положение, когда изменение расхода топлива отдель-
ными потребителями в конечном счете сказывается на его добыче
на таких месторождениях, вовлечение которых в оптимальный топ-
ливно-энергетический баланс страны в данный период времени наи-
менее экономично. Затраты, связанные с добычей на этих месторо-
ждениях топлива, называемого замыкающим топливом страны,
составляют основу замыкающих затрат на топливо. Следовательно,
замыкающее топливо страны не полностью используется В оптималь-
ном плане и замыкает топливно-энергетический, баланс страны, вос-
принимая все колебания расходов и ресурсов топлива.
Выполнять замыкающие функции могут лишь те месторождения
и бассейны (угольные, газовые и нефтяные), у которых на данном
этапе технически возможные размеры добычи превышают потребный
уровень их использования в оптимальном энергетическом балансе;
эти топлива могут обеспечить достаточно широкий круг потреби-
телей как в своем районе, так и за его пределами.
В наиболее общем случае замыкающие затраты на топливо со-
стоят из расчетных затрат на добычу эквивалентного количества
замыкающего топлива страны и разницы затрат на магистральный
транспорт топлива и его использование у замыкающего потребителя.
Замыкающие затраты дифференцируются по районам страны
(в территориальном разрезе), по видам топлива и во временном
разрезе. Замыкающие затраты на топливо в территориальном раз-
резе формируются в строгом соответствии с оптимальной схемой
потоков топлива. В связи с тем, что изменение расхода топлива
в каком-нибудь районе влечет за собой его межрайонное перерас-
пределение п в конечном итоге приводит к изменению добычи замы-
кающего топлива, показатели добычи замыкающих месторождений
и бассейнов являются обязательным элементом замыкающих затрат.
При определении замыкающих затрат на отдельные виды топлива
в данном экономическом районе учитывается разница затрат на ис-
пользование топлива разного качества замыкающим потребителем.
Под замыкающим потребителем понимается такой потребитель,
у которого данный вид топлива используется в последнюю очередь
и дает наименьший экономический эффект. Так, например, если
имеется возможность использовать природный газ в промышлен-
ных котлах, технологических печах и на конденсационной электро-
станции (КЭС), то минимальный эффект от применения газа по срав-
нению с углем будет на КЭС. Таким образом, в рассматриваемом
случае для природного газа замыкающим потребителем является
КЭС.
341