INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1

Проаналізовано різні варіанти реконструкції пилосистеми котла ТПП-210А блоку №4 Трипільської ТЕС для спалювання вугілля марок Г і ДГ-100, які розрізняються між собою способом сушіння (димові гази або їх суміш із повітрям) і місцем скидання сушильного агента в топку. Показано, що: а) при скиданні суш...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2017
Автор:	Rokhman, B.
Формат:	Стаття
Мова:	Російська
Опубліковано:	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2017
Теми:	steam generator drying dust preparation system coal studded zone drying agent slag burner
Онлайн доступ:	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/17
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Vidnovluvana energetika
Завантажити файл:

Репозитарії

Vidnovluvana energetika

_version_	1871103042887090176
author	Rokhman, B.
author_facet	Rokhman, B.
author_institution_txt_mv	[ { "author": "B. Rokhman", "institution": "Coal Energy Technology Institute NAS of Ukraine" } ]
author_sort	Rokhman, B.
baseUrl_str	https://ve.org.ua/index.php/journal/oai
collection	OJS
datestamp_date	2026-07-18T06:32:06Z
description	Проаналізовано різні варіанти реконструкції пилосистеми котла ТПП-210А блоку №4 Трипільської ТЕС для спалювання вугілля марок Г і ДГ-100, які розрізняються між собою способом сушіння (димові гази або їх суміш із повітрям) і місцем скидання сушильного агента в топку. Показано, що: а) при скиданні сушильного агента в основні пальники температурний рівень і ступінь вигоряння вугілля в передтопку падають, що приводить до затягування факела і шлакування ширм; б) при сушінні вугілля димовими газами і рециркулюючим сушильним агентом з температурою 75°С відбувається відкладення вологого пилу в пиловодах. Запропоновано нову концепцію реконструкції пилосистеми, яка має високий рівень вибухобезпеки (О2 &lt;10%) за рахунок сушки вугілля газами і великий запас по температурі сушильного агента за умовою конденсації вологи. Високі температури і ступінь вигоряння вугілля в передтопку забезпечуються шляхом подачі висококонцентрованого сухого пилу в пальники, глибоким очищенням відпрацьованого сушильного агента від пилу і скиданням його в охолоджену зону. Ця схема дозволяє значно розширити діапазон регулювання навантаження парогенератора в порівнянні з існуючими.
first_indexed	2025-07-17T11:36:55Z
format	Article
fulltext	КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 6 УДК 532.529: 517.4 ИССЛЕДОВАНИЕ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦИИ ПРОЕКТНОЙ СИСТЕМЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ ПРИ ПЕРЕВОДЕ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛОКА №4 ТРИПОЛЬСКОЙ ТЭС С АШ НА ГАЗОВЫЙ УГОЛЬ МАРОК Г И ДГ-100 Б.Б. Рохман, докт. техн. наук Институт угольных энерготехнологий НАН Украины, 04070, г. Киев, ул. Андреевская 19 тел. +38-044-425-53-77 e-mail: Brolene@yahoo.com ORCID 0000-0002-1270-6102 Проанализированы различные варианты реконструкции пылесистемы котла ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС для сжигания угля марок Г и ДГ-100, которые различаются между собой способом сушки (дымовые газы или их смесь с возду- хом) и местом сброса сушильного агента в топку. Показано, что: а) при сбросе сушильного агента в основные горелки температурный уровень и степень выгорания угля в предтопке падают, что приводит к затягиванию факела и шлакова- нию ширм; б) при сушке угля дымовыми газами и рециркулирующим сушильным агентом с температурой 75°С происходит отложение влажной пыли в пылепроводах. Предложена новая концепция реконструкции пылесистемы, которая имеет высокий уровень взрывобезопасности (О2 < 10%) за счет сушки угля газами и большой запас по температуре сушильного агента по условию конденсации влаги. Высокие температуры и степень выгорания угля в предтопке обеспечиваются пу- тем подачи высококонцентрированной сухой пыли в горелки, глубокой очисткой отработанного сушильного агента от пыли и сбросом его в охлажденную зону. Эта схема позволяет значительно расширить диапазон регулирования нагрузки парогенератора по сравнению с существующими. Библ.8, табл.4, рис.6. Ключевые слова: парогенератор, сушка, система пылеприготовления, уголь, ошипованная зона, сушильный агент, шлак, горелка. INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-100 GAS COAL B.B. Rokhman, Doctor of Technical Sciences, Leading researcher, Coal Energy Technology Institute NAS of Ukraine, 04070, Kyiv, ul. Andreevskaya 19 tel. +38-044-425-53-77 e-mail: Brolene@yahoo.com ORCID: 0000-0002-1270-6102 Various versions of the reconstruction of the dust-system of the TPP-210A boiler of Unit № 4 of the Trypillia TPP for combustion of G and DG-100 coal are analyzed. They differ in the drying process (flue gases or their mixture with air) and the place where the drying agent is discharged into the furnace. It is shown that: a) when the drying agent is discharged into the main burners, the temperature level and the degree of coal burn-out in the pre-furnace fall, which leads to a torch tightening and slagging of the screens; B) when coal is dried with flue gases and a recirculating drying agent with a temperature of 75 ° C, moist dust is deposited in the dustlines. A new concept for the reconstruction of a dust system is proposed, which has a high level of explosion safety (O2 <10%) due to the drying of coal by gases and a large temperature margin of the drying agent on the condition of condensation of moisture. High temperatures and the degree of coal burnout in the pre-furnace are provided by supplying highly concentrated dry dust to the burners, deep cleaning of the spent drying agent from the dust and discharging it into the cooled zone. This scheme allows to significantly expand the range of load regulation of the steam generator in comparison with existing ones. Referenses 8., tabl. 4., fig. 6. Key words: steam generator, drying, dust preparation system, coal, studded zone, drying agent, slag, burner. © Б.Б.Рохман, 2017 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 7 Рохман Болеслав Борисович Сведения об авторе: ведущий научный сотрудник Института угольных энерготехнологий НАН Украины, доктор технических наук. Биографические данные Рохмана Б.Б. размещены в известных мировых изданиях “Who's Who in Science and Engineering” и “2000 Outstanding Intellectuals of the 21st Century”. Образование: Новочеркасский политехнический институт. Область научных интересов: Математическое моделирование аэродинамики, тепломассо- обмена и химического реагирования полидисперсного ансамбля твердого топлива в камер- ных и слоевых топках, в реакторах с циркулирующим кипящим слоем и в кипящем слое. Публикации: более 90 научных работ, из них 27 работ содержатся в наукометрической базе Scopus и 4 в наукометрической базе Web of Science. В настоящее время в тепловой энергетике сложилась чрезвычайно тяжелая ситуация, свя- занная с прекращением поставок антраци- тового штыба (АШ) на тепловые электростан- ции с предприятий, расположенных на непод- контрольных Украине территориях. В этой свя- зи планируется до 2020 года осуществить пере- вод энергоблоков, работающих на АШ, на газо- вую группу угля. Следует отметить, что каменный уголь с вы- соким содержанием летучих веществ относится к категории взрывоопасных топлив, поэтому разма- лывать его в существующих системах пылеприго- товления, спроектированных под взрывобезопас- ный уголь АШ, не представляется возможным. Постановка задачи. В настоящей работе с использованием разработанной методики расчета на основе нормативных материалов [1−5] чис- ленно исследованы различные схемы реконст- рукции пылесистемы и их влияние на работу па- рогенератора ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС при сжигании двух марок каменного угля: Г (сертификат №49) и ДГ-100 (сертификат №150). Элементарный состав (на рабочую мас- су) и химические характеристики золы указан- ных топлив представлены в таблицах 1, 2. Таблица 1. Элементарный состав исходных углей на рабочую массу Table 1. Elementary composition of raw coals on the working mass Марка угля Размер- ность Cр углерод Hр водород Nр азот Oр кислород Sр сера Wр влага Aр зола Г, сертификат №49 % 59,44 4,25 0,92 5,68 2,49 5,6 21,62 ДГ-100, сертифи- кат №150 % 56,63 3,02 0,93 5,62 0,49 11,9 21,41 Таблица 2. Химический состав золы Table 2. Chemical composition of ash Марка угля Размер- ность SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO CaO Mn3O4 TiO2 SO3 P2O5 K2O и Na2O Г, сертификат №49 % 46,1 24,53 22,8 0,911 1,07 0,052 0,88 2,019 0,28 1,359 ДГ-100, сертифи- кат №150 % 56,66 30 8,7 1,65 0,58 0,09 1,068 0,894 0,349 − Львовско- Волынское ме- сторождение, марка Г, волын- ское [1] % 40 26 22 1,5 8 − 0,5 − − 2 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 8 Эти схемы различаются между собой способом сушки каменного угля марок Г и ДГ-100 и местом сброса в топку отработанного cушильного агента (СА) (основные горелки или зона охлаждения). В качестве cушильного агента используются дымо- вые газы или их смесь с воздухом. Цель настоящей работы − выбрать наиболее эффективную схему реконструкции системы пы- леприготовления котлоагрегата ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС, которая обеспечивала бы высокий уровень взрыво-безопасности и устой- чивый режим жидкого шлакоудаления при сжи- гании каменного угля марок Г и ДГ-100. Для дос- тижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: 1) на базе нормативных мате- риалов [1−5] разработать методику расчета паро- генератора и пылесистемы котла ТПП-210А бло- ка №4 Трипольской ТЭС; 2) с использованием построенной методики произвести расчеты про- цессов теплообмена и горения АШ в парогенера- торе ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС и сопоставить полученные результаты с паспорт- ными и экспериментальными данными; 3) чис- ленно исследовать влияние различных схем рекон- струкции пылесистемы на теплообмен и физико- химические процессы в котлоагрегате ТПП-210А при сжигании углей газовой группы; 4) на основе численного анализа полученных результатов вы- брать наиболее эффективную схему реконструкции пылесистемы парогенератора ТПП-210А. Описание котлоагрегата ТПП-210А. Двух- корпусный пылеугольный котел ТПП-210А сверхкритического давления предназначен для сжигания донецкого антрацита и тощих углей в режиме жидкого шлакоудаления. Топочная ка- меера полуоткрытого типа, в нижней ее части располагается предтопок (ошипованная зона максимальных тепловыделений), над ним – зона охлаждения. Пылеугольные горелки устанавли- ваются с фронта и сзади в один ярус в количестве 6 штук на корпус (рис. 1, поз. 1). По ходу газов в горизонтальном газоходе размещается ширмовый пароперегреватель (шпп) поз. 3, в конвективной шахте – выходная ступень острого пара (кпп) поз. 4, вторая (пппII) поз. 5 и первая (пппI) поз. 6 ступени вторичного пара, регулировочная ступень промежуточного паро- перегревателя поз. 7, водяной экономайзер (ВЭ) поз. 8 и регенеративный вращающейся воздухо- подогреватель (РВП) поз. 9. Объем топочной ка- меры на один корпус составляет 2310 м3, радиаци- онная поверхность топки – 1320 м2, шпп – 600 м2, кпп – 860 м2, пппII – 1215 м2, пппI – 1790 м2, регулировочная ступень промежуточного паропе- регревателя – 2300 м2, ВЭ – 1250 м2, РВП: горячая часть – 50506 м2, холодная – 13003 м2. Рабочая среда из экономайзера проходит че- рез топочные экраны, разделенные на нижнюю и верхнюю радиационные части (НРЧ и ВРЧ). Да- лее пар проходит через настенно-потолочные па- нели первичного перегревателя, через ширмы и конвективные трубные пакеты, из которых на- правляется в паровую турбину. Тракт промежу- точного пароперегревателя начинается из регули- ровочной ступени промежуточного пароперегрева- теля, где происходит перегрев небольшой части вторичного пара в количестве 93000 кг/ч, а остав- шийся пар с расходом 307000 кг/ч по обводным трубам вводится в коллектор, где смешивается с подогретой частью. Далее рабочая среда проходит последовательно через входные и выходные гори- зонтальные трубные пакеты промежуточного па- роперегревателя, после чего направляется в ци- линдр среднего давления. Основные принципы построения методи- ки расчета. Разработанная методика расчета котла ТПП-210А включает в себя поверочные тепловые расчеты топочной камеры и поверхно- стей нагрева, расположенных в горизонтальном газоходе и конвективной шахте. Суть поверочно- го расчета состоит в том, что при известной кон- струкции и размерах парогенератора для задан- ной нагрузки и вида топлива определяются тем- пературы воды, пара, воздуха и газов на выходе из топки, на границах между отдельными поверх- ностями нагрева в горизонтальном газоходе и конвективной шахте, КПД котла, расходы топлива и пара, скорости пара, воздуха и дымовых газов. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 9 Рис. 1. Распределение расчетных температур первичного и вторичного пара и дымовых газов по тракту котла в сравнении с паспортными данными парогенератора ТПП-210А при сжигании проектного угля АШ с калорийностью Qн р = 5790 ккал/кг на нагрузке 300 МВт: 1 – основные горелки; 2 – топка; 3 – ширмовый пароперегреватель (ШППц – центральные ширмы, ШППк – крайние ширмы); 4 – выходная ступень острого пара (кпп); 5 – выходная ступень вторично- го пара (пппII); 6 – первая ступень вторичного пара (пппI); 7 – регулировочная ступень промежуточного пароперегревате- ля; 8 – водяной экономайзер (ВЭ); 9 – регенеративный вращающейся воздухоподогреватель (РВП); 10 – нижняя радиационная часть (НРЧ); 11 – верхняя радиационная часть (ВРЧ); 12 – экраны поворотной камеры (ЭПК); 13 – потолок (ПОТ); 14 – шлак; 15 – холодный воздух (в скобках приведены паспортные данные). Fig. 1. Distribution of design temperatures of primary and secondary steam and flue gases along the boiler path in comparison with the passport data of the TPP-210A steam generator burning designed coal with a calorific value Qн р = 5790 kcal/kg at a load of 300 MW: 1 – main burners; 2 – furnace; 3 – screen superheater (ШППц – central screens, ШППк – side screens); 4 – output stage of hot steam (кпп); 5 – output stage of secondary steam (пппII); 6 – the first stage of secondary steam (пппI); 7 – regulating stage of intermediate superheater; 8 – water economizer (ВЭ); 9 – regenerative rotating air heater (РВП); 10 – lower radiation part (НРЧ); 11 – the upper radiation part (ВРЧ); 12 – screens of the rotary chamber (ЭПК); 13 – ceiling (ПОТ); 14 – slag; 15 – cold air (passport data are given in parentheses). Методика расчета суммарного теплообмена в топке [1] базируется на приложении теории по- добия к топочному процессу. Основными пара- метрами, определяющими безразмерную темпе- ратуру газов на выходе из топки (отношение температуры газов на выходе из топки к адиаба- тической температуре), являются критерии ра- диационного теплообмена Больцмана и поглоща- тельной способности Бугера. Вид функциональ- ной зависимости, связывающей между собой эти параметры, установлен на основании опытных данных по теплообмену в топках паровых котлов. Для получения детальной информации о распределении температур дымовых газов и удельных тепловых потоках по высоте топки производится позонный тепловой расчет. В осно- ву позонного метода расчета температуры газов по высоте топки положено уравнение энергии, которое для установившегося состояния опреде- ляет связь между тепловыделением и теплообме- ном в отдельных зонах топочной камеры [1]. Применительно к объемам ограниченного разме- ра уравнение записывается в алгебраической форме, удобной для расчетов. Температура газов в каждой из зон рассчитывается исходя из тепло- выделения в зоне, изменения энтальпии продук- тов сгорания и теплоотвода из зоны. Позонный расчет выполняется для определения локальных тепловых нагрузок по высоте топки. Для расчета распределения тепловых нагрузок топка условно КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 10 разбивается на зоны, как показано на рис. 1. Здесь зона расположения горелок (предтопок), характеризующаяся максимальным тепловыде- лением, рассчитывается как одно целое. За ее границу принимается горизонтальная плоскость, проходящая через суженное сечение топки. Ос- тальная часть топочной камеры разбивается на четыре участка (рис. 1). Расчет каждой зоны выполняется в следую- щей последовательности. Вначале по чертежам определяются активный объем топки и поверх- ность стен расчетной зоны. Предварительно за- дается температура газов на выходе из зоны. Да- лее определяются энтальпия уходящих газов, те- плоемкость продуктов сгорания, коэффициенты ослабления газового потока трехатомными газа- ми и частицами золы и кокса, оптическая толщи- на газодисперсного потока, коэффициент тепло- вой эффективности экранов, степени черноты факела и зоны, температура газов на выходе из зоны. Если полученное значение температуры газа отличается от ранее принятого более чем на 5С, необходимо задать новое значение темпера- туры и повторить расчет до достижения требуе- мой точности. Если при позонном расчете температура уходящих газов (пятая зона) будет отличаться от температуры газов на выходе из топки, опреде- ленной из расчета топочной камеры в целом, бо- лее чем на 30С, то следует задать другое рас- пределение тепловыделений по ходу факела и вычисления повторить. При поверочном расчете конвективной по- верхности нагрева предварительно оценивают конечную температуру и энтальпию одной из сред и по уравнению теплового баланса опреде- ляют по принятой температуре тепловосприятие поверхности и конечную энтальпию второй сре- ды. После этого рассчитываются коэффициент теплопередачи и температурный напор и по уравнению теплообмена определяют величину тепловосприятия поверхности нагрева, отнесен- ного к 1 кг топлива. Если полученное из уравнения теплообмена значение тепловосприятия отличается от опреде- ленного по уравнению баланса не более чем на 2%, расчет поверхности не уточняется. При боль- шем расхождении принимаются новые значения конечной температуры и повторяют расчет. Рис. 2. Распределение расчетных температур дымовых газов по тракту котла ТПП-210А на нагрузке 300 МВт при сжигании АШ с коэффициентом избытка воздуха в топке 1,25 и калорийностью Qн р = 5685 ккал/кг в сравне- нии с экспериментальными данными [6]: Обозначения те же, что на рис. 1 (в скобках приведены экспериментальные данные). Fig. 2. Distribution of design temperatures of flue gases along the TPP-210A boiler path at a load of 300 MW while burning anthracite culm with an excess air ratio in the furnace of 1.25 and a calorific value Qн р = 5685 kcal/kg in comparison with the experimental data [6]: The notation is the same as in Fig. 1 (experimental data are given in parentheses). Сопоставление результатов расчета с экс- периментом. С использованием построенной ме- тодики были произведены тепловые расчеты ко- тельного агрегата ТПП-210А блока №4 Триполь- ской ТЭС на нагрузках 300 и 285 МВт в сопостав- лении с паспортными данными ТПП-210А блока №1 (рис. 1), опытными данными ЦКТИ [6] (рис. 2) и экспериментальными данными, полученными цехом наладки Трипольской ТЭС (рис. 3, б). КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 11 Рис. 3. Распределение расчетных температур дымовых газов по тракту котла на нагрузках 300 (а) и 285 (б) МВт при сжигании АШ с коэффициентом избытка воздуха в топке 1,1 и калорийностью Qн р = 5260 ккал/кг в сравнении с экс- периментальными данными, полученными цехом наладки Трипольской ТЭС на котлоагрегате ТПП-210А блока №4: Обозначения те же, что на рис. 1 (в скобках приведены экспериментальные данные). Fig. 3. The distribution of design flue gas temperatures along the boiler path at 300 (a) and 285 (b) MW loads while burning anthracite culm with an excess air ratio in the furnace of 1.1 and the caloric value Qн р = 5260 kcal/kg in comparison with the experimental data obtained by the Trypillia power station at boiler unit ТPP-210А of block № 4: notation is the same as in Fig. 1 (experimental data are given in parentheses). Согласно замерам, произведенным цехом на- ладки Трипольской ТЭС на котле ТПП-210А блока №4 при нагрузке 285 МВт, присосы возду- ха на участке пппI – ВЭ составили 12%, в кпп – 5% и в РВП – 26%. Полученные значения изме- рений были учтены при расчетах сжигания АШ с калорийностью Qн р = 5685 ккал/кг и Qн р = = 5260 ккал/кг, численные результаты которых сопоставлялись с экспериментальными данными работы [6] (рис. 2) и цеха наладки Трипольской ТЭС (рис. 3, б). Из рис. 1-3 видно, что расчетные значения температур пара и дымовых газов по тракту кот- ла на нагрузках 300 и 285 МВт удовлетворитель- но согласуются с паспортными и опытными дан- ными. Некоторое расхождение расчетных значе- ний температур дымовых газов с паспортными данными (рис. 1) объясняется конструктивными отличиями парогенераторов блоков №4 и №1: блок №4 имеет одну ступень шпп, блок №1 – две ступени; поверхность кпп блока №4 составляет 860 м2, блока №1 – 570 м2. В разработанной ме- тодике расчета присосы воздуха в газоходах на номинальной нагрузке на участке кпп – регули- ровочная ступень ппп принимались 9% [1], а со- гласно паспортным данным – 2%. Анализ существующих концепций. Прежде чем перейти к построению концепции перевода котла ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС на сжигание непроектного топлива – каменного уг- ля марок Г и ДГ-100, проанализируем техниче- ские решения, на которых базируются предыду- щие концепции, реализуемые в настоящее время на котлах ТП-100 (блоки №2 и №5 Змиевской ТЭС) и ТПП-210А (блок №4 Трипольской ТЭС). В основе их разработки лежат технические реше- ния, заимствованные из схемы пылеприготовле- ния и топливоподачи котлоагрегата ТПП-312. Такой подход нельзя считать достаточно обосно- ванным исходя из следующих простых, но очень важных для дальнейшего анализа соображений. Парогенератор ТПП-312 изначально был сконст- КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 12 руирован под проектное топливо – каменный уголь. Тепловое напряжение объема в ошипован- ной зоне составляет 727173 ккал/(ч·м3) и лежит согласно [1] в допустимом диапазоне изменений тепловых напряжений для каменных углей 650000-750000 ккал/(ч·м3), выбранном из условия эффективного выгорания угля (96%), а, следова- тельно, работы котла в режиме устойчивого жидко- го шлакоудаления. Тепловые напряжения объема в парогенераторах ТП-100 – qV = 459883 ккал/(ч·м3) и ТПП-210А – qV = 448563 ккал/(ч·м3) значительно ниже, так как котлы были спроектированы на сжи- гание АШ, что вызывает проблемы с устойчивым жидким шлакоудалением (особенно на низких на- грузках) и выгоранием угля. Положение усугубля- ется тем, что в горелки подаются рециркулирую- щие дымовые газы, которые понижают адиабати- ческую температуру горения на 100-250С, созда- вая неблагоприятные условия для выгорания угля, что влечет за собой затягивание факела в зону ох- лаждения, и как следствие, шлакование ширм. В реализуемых схемах пылеприготовления парогенераторов ТП-100 и ТПП-210А в качестве СА используются дымовые газы или газовоз- душная смесь с достаточно низкой температурой отработанного СА 70-80С, при которой велика вероятность осаждения влажной пыли в пыле- проводах с последующим воспламенением. Анализ сжигаемых углей. Топлива марок Г и ДГ-100, используемые при размоле в реконст- руируемых пылесистемах с последующим их сжиганием в котлах ТП-100 и ТПП-210А, отли- чаются друг от друга элементарным составом и химическими характеристиками золы, что вызы- вает определенные трудности в эксплуатации энергоблоков (табл. 1, 2). По химическим свойст- вам золы, шлаки рассматриваемых углей отно- сятся к кислым, так как соотношение оксидов кислотного характера к основным для марки Г составляет 2,73, ДГ-100 – 8 [2]. Кроме того, ко- личество окислов железа Fe2O3 в марке Г в 2,6 раза больше, чем в ДГ-100, а процентное содер- жание SiO2+Al2O3 в марке Г оказывается на 16% ниже, чем в ДГ-100. Известно, что чем выше со- держание окислов железа в шлаке (в шлаке при- сутствует большое количество двухвалентного оксида FeO, который относится к легкоплавким эвтектикам с температурой плавления 900-950С) и меньше оксидов кислотного характера SiO2+Al2O3, тем ниже температуры жидкоплавко- го состояния золы t3 и нормального жидкого шлакоудаления tн.ж. Исходя из этих соображений, значения температур t3 и tн.ж в марке Г должны быть меньше, чем в ДГ-100. Однако из сертифи- катов №49 и №150 следует, что значение t3 = 1350С у марки Г почему-то на 10С выше, чем у ДГ-100. Температура tн.ж в указанных сер- тификатах не приводится, поэтому она прибли- женно оценивалась по диаграмме зависимости tн.ж от химического состава кислых оксидов [2]. Для марки ДГ-100 – tн.ж ≈ 1440С, а для марки Г – tн.ж ≈ 1350С, т.е. равна значению t3 из серти- фиката, что вызывает большие сомнения. Для подтверждения наших предположений о завы- шенных значениях температур t1–t3, представ- ленных в сертификате №49, сопоставим эти ве- личины и химические характеристики золы с данными [1]. Из табл. 2 видно, что оксиды ки- слотного характера SiO2+Al2O3 и окислы железа Fe2O3 в сопоставляемых вариантах очень близки, однако имеются значительные различия по тем- пературам t1–t3. Сертификат №49: t1 = 1270С, t2 = 1310С, t3 = 1350С; в [1]: t1 = 1100С, t2 = 1200С, t3 = 1230С. При этом температура tн.ж = 1350С из [1] равна темпера- туре tн.ж ≈ 1350С для угля марки Г, полученной из диаграммы. Исходя из вышеизложенного, необходимо опытным путем проверить температуры t1–t3, приведенные в сертификате №49, и эксперимен- тально найти величину tн.ж и температуру истин- но жидкого состояния t0. Как будет показано ни- же, с помощью этих величин можно определить минимальную температуру факела tф,min, необхо- димую для надежного жидкого шлакоудаления. Температура начала шлакования для двух марок углей Г и ДГ-100 с кислым составом золы определялась с точностью ±30С через известные значения отношений оксидов кислотного харак- тера к основным [2]. Для марки Г – tн.шл = = 1241±30С, ДГ-100 – tн.шл = 1268±30С. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 13 Основные трудности, возникающие при экс- плуатации реконструируемых пылесистем пароге- нераторов ТП-100 и ТПП-210А, связаны с органи- зацией двух режимов сушки исходных топлив, от- личающихся друг от друга количеством испарен- ной влаги: для марки Г – ∆Wр = 3,6%, ДГ-100 – ∆Wр = 9,9%. Это влечет за собой форми- рование различных составов (газовоздушных сме- сей) и температур СА на входе в систему пылепри- готовления в зависимости от влаги исходного угля. Анализ работы системы пылеприготовле- ния и парогенератора ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС при сушке каменного угля марок Г и ДГ-100 дымовыми газами (или га- зовоздушной сушке) со сбросом СА в основ- ные горелочные устройства (рис. 4). В вариантах 1 и 2 исследуются тепловые и физико-химические процессы в пылесистеме и в котлоагрегате ТПП-210А при горении каменного угля марки ДГ-100. Эти варианты отличаются друг от друга коэффициентом избытка воздуха на выходе из топки (табл. 3). Рассмотрим детально первый вариант. Из бункера сырого угля поз. 1 влажное топливо в количестве 65,42 т/ч (на одну мельницу) с помощью питателя поз. 5 подается в ШБМ-50 поз. 7, где происходит его сушка в объ- еме дымовых газов и размол дробленного угля до пылевидного состояния. В качестве СА исполь- зуется смесь из 66,4% дымовых газов поз. 24, отобранных после ВЭ поз. 22 с температурой 404°С с помощью дымососа рециркуляции газов поз. 30 и 33,6% отработанного ре цирку- лирующего запыленного СА с температурой 75°С поз. 25. Далее двухфазный поток транспор- тируется по пылепроводу в сепаратор поз. 8, где мелкие частицы отделяются от крупных. Послед- ние возвращаются в мельницу на домол, а мелко- дисперсная пыль и газы вводятся в циклон поз. 9, где газ отделяется от частиц. Мелкодисперсная фаза направляется в промежуточный бункер пы- ли поз. 10, а запыленный СА с помощью мель- ничного вентилятора поз. 11 в количестве 80543 м3/ч с температурой 75°С используется в качест- ве агента, транспортирующего пыль к основным горелкам поз. 15, и 40739 м3/ч агента направляет- ся на рециркуляцию. Угольная пыль из бункера 10 с помощью аэра- ционного питателя 29 в соотношении 80-100 кг пы- ли на кг транспортирующего агента подается в пы- лепровод 33, где смешивается с 66,4% отработан- ного СА, вследствие чего массовая концентрация пыли снижается до 0,64 кг/кг. В этом случае вместо аэрационных пылепитателей 29 целесообразно ис- пользовать лопастные. В вариантах 1 и 2 используется двухвентиля- торная схема, поэтому в расчетах пылесистемы величина присосов воздуха принималась 25% [3−5]. Из табл. 3 видно, что минимально допус- тимая температура СА по условиям конденсации водяных паров на 3С выше температуры отрабо- танного СА, что влечет за собой выпадение влажной пыли на стенки трубопроводов. Из-за низких тепловых напряжений объема в предтопке (qV1 = 446270 ккал/(ч·м3) и qV2 = 448563 ккал/(ч·м3)) температура газов на выходе из него для вариантов 1 ( " zonI1t = 1598С) и 2 ( " zonI2t = 1548,6С) значительно ниже, чем при сжигании АШ в парогенераторе ТПП-210А (табл. 3; рис. 2, 3) и при сжигании пыли донецко- го угля марки Г (отсев) в открытой однокамерной топке котла с qV = 727173 ккал/(ч·м3) и паропро- изводительностью 950 т/ч ( " zonIt = 1729С) [1]. В варианте 1 наблюдается подъем факела за счет подачи рециркулирующих дымовых газов в горелки и малого значения коэффициента избыт- ка воздуха на выходе из топки αт = 1,1, о чем свидетельствует уменьшение параметра М1, учи- тывающего характер распределения температуры по высоте топки. Его значение без учета влияния рециркуляции газов и коэффициента αт составля- ет М1 = 0,4769 [1], с учетом – М1,рец = 0,459 [7] (табл. 3). Согласно [1] этот параметр обратно пропорционален температуре газов на выходе из топки " т1t . Расчеты показывают, что без учета влияния рециркуляции газов и коэффициента αт значение " т1t = 1177С, с учетом – " т1,рецt = 1201С. Полученная величина " т1,рецt не попадает в интервал изменения температуры начала шлакования для угля марки ДГ-100 – tн.шл = 1268±30С, что говорит об отсутствии шлакования ширмовых поверхно- стей нагрева. В варианте 2, где αт = 1,22, значения М2 и М2,рец близки, поэтому температуры " т 2t и " т 2,рецt мало отличаются друг от друга. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 14 Рис. 4. Схема реконструкции индивидуальной системы пылеприготовления котлоагрегата ТПП-210А с промежуточным бункером пыли и шаровой барабанной мельницей ШБМ-50 и газовоздушной сушкой каменных углей марок Г и ДГ-100: 1 – бункер угля; 2 – отсекающий шибер; 3 – автовесы; 4 – весовой бункер; 5 – питатель угля; 6 – смеситель; 7 – шаровая барабанная мельница; 8 – сепаратор; 9 – циклон; 10 – бункер пыли; 11 – мельничный вентилятор; 12 – мигалка; 13 – короб вторичного воздуха; 14 – ожижающий агент; 15 – основные горелки; 16 – топка; 17 – ширмовый пароперегреватель (шпп); 18 – выходная ступень острого пара (кпп); 19 – выходная ступень вторичного пара (пппII); 20 – первая ступень вторичного пара (пппI); 21 – регулировочная ступень промежуточного пароперегревате- ля; 22 – водяной экономайзер (ВЭ); 23 – регенеративный вращающийся воздухоподогреватель (РВП); 24 – трубопровод рециркуляции дымовых газов; 25 – трубопровод рециркуляции отработанного СА; 26 – клапан присадки холодного воздуха; 27 – трубопровод горячего воздуха на сушку; 28 – трубопровод влагоотсоса; 29 – аэрационный питатель; 30 – дымосос рециркуляции газов (ДРГ); 31 – трубопровод горячего воздуха; 32 – взрывной клапан; 33 – пылепровод к основным горелкам; 34 – короб первичного воздуха; 35 – течка сырого угля; 36 – уходящие газы; 37 – шлак. Fig.4. The scheme of the individual pulverization system reconstruction of the boiler TPP-210A with the intermediate dust bunker and the ball mill ShBM-50 and gas-air drying of the coals of G and DG-100 grades: 1 – coal bunker; 2 – cutting gate; 3 – automatic scales; 4 – weighing hopper; 5 – coal feeder; 6 – the mixer; 7 – ball mill; 8 –separator; 9 – cyclone; 10 – dust bunker; 11 – mill fan; 12 – flasher; 13 – a box of secondary air; 14 –fluidizing agent; 15 – main burners; 16 – furnace; 17 – screen superheater (шпп); 18 – output stage of hot steam (кпп); 19 – output stage of secondary steam (пппII); 20 – first stage of secondary steam (пппI); 21 – regulating stage of intermediate superheater; 22 – water economizer (ВЭ); 23 – regenerative rotating air heater (РВП); 24 – pipeline of flue gases recirculation; 25 – recirculation line of spent drying agent; 26 – cold air additive valve; 27 – hot air line for drying; 28 – the pipeline of the moisture pump; 29 – aeration feeder; 30 – smoke exhauster of recirculating gases (ДРГ); 31 – hot air line; 32 – the explosive valve; 33 – dust line to the main burners; 34 – box of primary air; 35 – raw coal flow; 36 – outgoing gases; 37 – slag. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 15 Для организации процесса устойчивого жид- кого шлакоудаления необходимо, чтобы темпе- ратура // zonIt превышала минимальную температу- ру факела tф,min, которая существенно зависит не только от значений tн.ж и t0, но и от их разности ∆t = tн.ж – t0 [2]. Численные исследования показывают (tн.ж ≈ 1440С), что при ∆t = 40С – tф,min = = 1539С, параметр А, характеризующий толщи- ну шлаковой пленки в предтопке, равен 1,76 мм [1]; при ∆t = 50С – tф,min = 1560С, А = 1,8 мм; при ∆t = 70С – tф,min = 1596,5С, А = 1,9 мм; при ∆t = 90С – tф,min = 1628,5С, А = 1,96 мм. Отсюда следует, что для построения режимов устойчиво- го жидкого шлакоудаления в варианте 1 величи- на ∆t не должна превышать 70С, в варианте 2 – ∆t ≤ 40-45С. В варианте 1, где коэффициент αт = 1,1, ве- лика вероятность формирования окиси углерода по всей камере сгорания за счет малого коэффи- циента избытка воздуха в горелках αгор < 1, что повлечет за собой появление газовой коррозии поверхностей нагрева [6]. Несколько иная картина получается при сжи- гании угля марки Г в котле ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС (вариант 3). В этом случае ко- личество испаренной влаги в пылесистеме ока- зывается в 2,75 раза меньше, чем в вариантах 1 и 2, вследствие чего температура СА на входе в мельницу понижается с 300С (вариант 1) до 166,9С за счет присадки холодного воздуха. Здесь СА формируется из трехкомпонентной смеси: 29,85% дымовых газов, отобранных после ВЭ с температурой 394,6°С поз. 24, 20% холод- ного воздуха поз. 26 и 50,14% рециркулирующе- го отработанного СА с температурой 75°С поз. 25 (табл. 3). В варианте 3 температура газов // zonI3t = 1620С выше, чем в вариантах 1 и 2 за счет более низкого значения коэффициента ре- циркуляции дымовых газов rрец3 = 3,85% (rрец2 = = 7,38% и rрец1 = 8,38%) и более высокой теплоты сгорания Qн р. При этом температура на выходе из топки // рец1,тt = 1207С на 4°С меньше нижней границы диапазона изменения температуры на- чала шлакования для угля марки Г – tн.шл = = 1241±30С, из-за чего существует опасность шлакования ширм. Рассмотрим более детально вопрос об обес- печении непрерывного вытекания жидкого шлака из летки топочной камеры котла ТПП-210А для варианта 3. Основные трудности, возникающие при решении этого вопроса, связаны с определе- нием тем или иным путем значения tн.ж, так как опытные данные об этой величине, о чем говори- лось выше, отсутствуют. Согласно [1] tн.ж = = t3 + 100 = 1450С, а из диаграммы tн.ж ≈ 1350С. По этой причине будем анализировать два слу- чая. В первом случае (tн.ж = 1450С): ∆t = = 50С – tф,min = 1576,5С, А = 1,7 мм; при ∆t = 70С – tф,min = 1615С, А = 1,758 мм. Ис- ходя из этого следует, что непрерывное вытека- ние шлака из летки возможно при ∆t ≤ 70С ( // zonI3t > tф,min). Во втором случае (tн.ж = 1350С): при ∆t = 50С – tф,min = 1465,6С, А = 2,1 мм; при ∆t = 90С – tф,min = 1530,6С, А = 2,31 мм; при ∆t = 150С – tф,min = 1599С, А = 2,703 мм. Следо- вательно, организация процесса устойчивого жид- кого шлакоудаления возможна при ∆t ≤ 150С. Из табл. 3 видно, что запас по температуре СА в конце установки в варианте 3 незначитель- ный и составляет всего лишь 1С, что явно не- достаточно для предотвращения конденсации водяных паров на стенки пылепроводов. Для создания запаса по температуре СА, ис- ходя из условия конденсации влаги в пылепрово- дах, повысим температуру отработанного СА для угля марки ДГ-100 с 75°С до 115°С (табл. 3, ва- риант 4). В этом случае состав СА на входе в ШБМ-50 включает в себя 95,69% продуктов сго- рания, отобранных после ВЭ с температурой 418°С, и 4,3% рециркулирующего отработанного СА с температурой 115°С. При такой организа- ции процесса сушки угля марки ДГ-100 коэффи- циент рециркуляции rрец4 = 9,92% выше, чем в варианте 2 (rрец2 = 7,38%), запас по температуре СА возрастает до 38,9°С, температуры газов на выходе из зоны I и адиабатическая температура горения падают на 16°С и 31°С соответственно, по сравнению с вариантом 2, что усложняет про- цесс непрерывного шлакоудаления. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 16 Одним из способов уменьшения коэффици- ента рециркуляции rрец является частичное заме- щение доли дымовых газов в сушильном агенте горячим воздухом. В варианте 5 газовоздушная смесь на входе в ШБМ-50 состоит из 55,2% ды- мовых газов, отобранных после ВЭ с температу- рой 413°С, 25% горячего воздуха с температурой 384°С поз. 27 и 19,8% рециркулирующего отра- ботанного СА с температурой 90°С (табл. 3). Предложенная схема сушки уменьшает коэффи- циент рециркуляции с rрец4 = 9,92% до rрец5 = = 5,9% и запас по температуре СА с 38,9°С до 15°С, повышает температуру " zonIt на 25°С, кон- центрацию окислителя в сушильном агенте с 7,5% до 11,5% по сравнению с вариантом 4. По- добная организация процесса сушки топлива мар- ки ДГ-100 с коэффициентом избытка воздуха на выходе из топки 1,1 представлена в варианте 6. Для повышения запаса по температуре СА, обеспечивающего невыпадение влажной пыли в пылепроводах, предлагается схема сушки угля марки Г с четырехкомпонентным составом СА на входе в мельницу, который включает в себя 35,3% продуктов сгорания, отобранных после ВЭ с температурой 393,8°С, 15% горячего воздуха с температурой 369°С, 10% холодного воздуха и 39,69% рециркулирующего отработанного СА с температурой 110°С (табл. 4, вариант 7). Эта схема позволяет увеличить запас по температуре СА по условию конденсации водяных паров до 36°С, понизить долю рециркулирующего СА на 10%, оставив практически без изменений вели- чины rрец и // zonIt и содержание кислорода во влажном сушильном агенте по сравнению с ва- риантом 3. Аналогичная схема сушки угля марки Г с коэффициентом избытка воздуха на выходе из топки 1,22 изложена в варианте 8. Одной из проблем, возникающей при ис- пользовании реконструируемой пылесистемы парогенератора ТПП-210А блока №4 Триполь- ской ТЭС для двух марок газового угля с разным количеством испаренной влаги (марка Г – ∆Wр = = 3,6%, ДГ-100 – ∆Wр = 9,9%), является обеспе- чение надежной работы пылепровода рециркуля- ции СА. Для этого необходимо, чтобы скорость газовзвеси в пылепроводе лежала в требуемом интервале скоростей 25-45 м/с [3], выбранном из условия невыпадения пыли на стенки трубопро- водов. Решение этой задачи усложняется тем, что через данный пылепровод проходят различные расходы запыленного газа в зависимости от ис- пользуемого угля: марка Г – 36377,3 м3/ч, ДГ-100 – 14855,4 м3/ч. В этих условиях внутренний диа- метр пылепровода 458,55 мм определяется по минимальным значениям расхода 14855,4 м3/ч и скорости 25 м/с. Далее находится скорость СА при размоле угля марки ДГ-100 61,2 м/с, которая оказывается выше верхнего предела указанного интервала 45 м/с, что повлечет за собой повышение перепада давления на рассматриваемом участке. Анализ работы системы пылеприготовле- ния и парогенератора ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС при сушке каменного угля марок Г и ДГ-100 дымовыми газами со сбро- сом СА в сбросные горелки зоны II (рис. 5). Предлагаемая концепция реконструкции сис- темы пылеприготовления котлоагрегата ТПП- 210А, сжигающего уголь марки Г (вариант 9), су- щественно отличается от предыдущих, изложен- ных в вариантах 3, 7 и 8. Здесь вместо горячего и холодного воздуха, присутствующих в СА, исполь- зуются уходящие дымовые газы, отобранные после РВП поз. 24 при помощи ДРГ поз 30. Это позволяет уменьшить объемную концентрацию кислорода во влажном сушильном агенте с 13,39% до 9,704% и сократить количество рециркулирующего СА до 32,9% (табл. 4, ср. варианты 8 и 9). Для достижения высоких значений адиаба- тической температуры горения 2186°С и // zonI,9t = = 1706С и степени выгорания угля марки Г (до 96%) в данной концепции реализовано пять тех- нических решений: 1) высококонцентрированная подача сухой угольной пыли в основные горелки в соотношении 80-100 кг пыли на 1 кг транспор- тирующего агента; 2) ввод отработанного очи- щенного СА с температурой 110°С в сбросные горелки, расположенные в зоне II, которая не оказывает влияния на выгорание топлива в пред- топке, вследствие чего не происходит затягива- ния факела в охладительную зону и шлакования ширм. Кроме того, такое техническое решение позволяет уменьшить избыток воздуха в зоне I, а КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 17 также способствует регулированию температур // 9тt и вторичного пара. Для более тонкой регули- ровки указанных температур и избытка воздуха в топке (особенно при низких нагрузках) преду- смотрен сброс отработанного СА в газоход за котлом перед золоуловителями поз. 39; 3) в оши- пованную зону подается высушенное топливо, у которого низшая теплота сгорания Qн c = 5810,4 ккал/кг выше, чем у сырого угля Qн р = 5575 ккал/кг; 4) глубокая очистка (до 99%) отработанного СА от пыли за счет установки по- сле циклона рукавного циклонного фильтра поз. 36 способствует снижению мехнедожога; 5) неиспользование тепловой энергии горячего воз- духа на испарение влаги угля. Высокий уровень взрывобезопасности пылеси- стемы в варианте 9 характеризуется тремя крите- риями: 1) значение объемной концентрации окис- лителя в отработанном СА с учетом присосов воз- духа в пылесистему менее 10% за счет сушки угля марки Г дымовыми газами; 2) запас по температуре СА во избежание конденсации водяных паров со- ставляет 36°С; 3) скорости газовзвеси в пылепро- водах лежат в требуемых диапазонах, выбранных из условия невыпадения пыли на стенки трубопро- водов (табл. 4, вариант 9). Предлагаемая концепция отличается от ана- логичной, разработанной для котла ТП-100 [8] тем, что здесь предусмотрена рециркуляция от- работанного СА, которая способствует сниже- нию величины rрец, что благотворно влияет на температурный уровень в предтопке. При работе парогенератора ТПП-210А на уг- ле марки Г на нагрузке 285 МВт СА на входе в пылесистему формируется из продуктов сгора- ния, отобранных после ВЭ и РВП с помощью ДРГ поз. 30 с температурами 415°С и 161,3°С в количестве 37,08% и 30% соответственно и 32,916% отработанного очищенного СА с темпе- ратурой 110°С. После смешения температура СА на входе в мельницу составила 243°С. Рис. 5. Схема реконструкции индивидуальной системы пылеприготовления котлоагрегата ТПП-210А с промежуточ- ным бункером пыли и шаровой барабанной мельницей ШБМ-50 и газовой сушкой каменных углей марок Г и ДГ-100: Обозначения 1 – 35 те же, что на рис. 4; 36 – рукавный циклонный фильтр; 37 – эжектор; 38 – сбросные горелки; 39 – трубопровод сброса СА в газоход за котлом; 40 – шлак. Fig. 5. Reconstruction scheme of the individual dust preparation system of the boiler unit TPP-210A with an intermediate dust bunker and ball mill ShBM-50 and gas drying of coal grades G and DG-100: notation 1 – 35 is the same as in Fig. 4; 36 – baghouse filter; 37 – ejector; 38 – discharge burners; 39 – pipeline of drying agent discharge into the flue behind the boiler; 40 – slag. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 18 Рис. 6. Распределение расчетных температур первичного и вторичного пара по тракту котла ТПП-210А для вариантов 6 (а) и 10 (б) (обозначения те же, что на рис. 1). Fig. 6. Distribution of design temperatures of primary and secondary steam along the TPP-210A boiler path for options 6 (a) and 10 (b) (notation is the same as in Fig. 1). При сушке угля марки ДГ-100 нет необходи- мости в использовании уходящих дымовых газов, отобранных после РВП, так как температура СА на входе в мельницу в варианте 10 на 94°С выше, чем в 9 (табл. 4). Здесь целесообразно применить двухкомпонентную смесь: 71,18% дымовых га- зов, отобранных после ВЭ с температурой 428°С и 28,81% рециркулирующего отработанного очищенного СА с температурой 90°С (табл. 4, вариант 10). В отличие от варианта 9, в 10 раз- ность теплоты сгорания Qн c – Qн р = 631 ккал/кг значительно выше за счет более высокой влаж- ности исходного угля (табл. 1), благодаря чему в варианте 10 температура / / zonI,10t = 1714С оказыва- ется несколько выше, чем в 9 – / / zonI,9t = 1706С (табл. 4, ср. варианты 9 и 10). Однако в варианте 10 запас по температуре СА по условию конден- сации влаги на 28,5°С ниже, чем в 9 из-за более низкой температуры отработанного очищенного СА и более высокой влажности исходного топлива. На рис. 6 изображено распределение темпе- ратур первичного и вторичного пара по тракту котла ТПП-210А, сжигающего уголь марки ДГ- 100, на нагрузке 285 МВт при отключенных впрысках по острому пару. Видно, что для под- держания заданной температуры пара 545°С пе- ред цилиндром высокого давления необходимо иметь температуру среды на входе в кпп 484°С поз. 4 (рис. 6 б). Однако температура первичного пара после ширмового пароперегревателя поз. 3 оказывается на 15°С ниже необходимой, что го- ворит о недостатке тепловосприятия острого па- ра, в то время как во вторичном тракте наблюда- ется переизбыток тепла (на вход в пппI поз. 6 по- ступает среда с температурой 358°С, что на 28°С выше необходимой). Для устранения указанного недостатка необходимо излишек тепловой энер- гии передать от вторичного пара к первичному при помощи паропарового теплообменника, ко- торый поставлялся заводом-изготовителем в комплекте с котлом. В настоящее время котел работает без паропарового теплообменника, что усложняет решение задачи. Если температуру вторичного пара на выходе из парогенератора можно отрегулировать установленными впры- сками (что явно неэкономично), то непонятно, где взять недостающее тепло для острого пара. Причина недобора тепла первичного пара в вари- анте 10 связана с уменьшением тепловосприятия НРЧ и ВРЧ из-за впрыска холодного отработан- ного СА в зону II, из-за чего температуры в зонах II-V, а, следовательно, и их тепловосприятия па- дают. В этом случае можно попробовать перене- сти место ввода отработанного СА из зоны II в зону V или сбросить часть СА в газоход за кот- лом перед золоуловителями поз. 39. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 19 Таблица 3. Результаты расчетов вариантов 1-5 парогенератора ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС и системы пылеприготовления (на один корпус) Table 3. Calculations results of variants 1-5 of steam generator ТPP-210А block 4 of Tripillya power station and the dust preparation system (per one body) Номер варианта Наименование величин 1 2 3 4 5 Марка угля ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Расход питательной воды, кг/ч 475000 475000 475000 475000 475000 Расход вторичного пара, кг/ч 400000 400000 400000 400000 400000 Нагрузка котла, МВт 285 285 285 285 285 Низшая теплота сгорания угля Qн р, ккал/кг 5022 5022 5575 5022 5022 Полный расход топлива на котел, кг/ч 65420 65756 58962 65756 65756 Состав СА на входе в пылесистему дымовые газы дымовые газы дымовые газы, воздух дымовые газы дымовые газы, воздух Место подачи рециркулирующих газов в котел основные горелки основные горелки основные горелки основные горелки основные горелки Место отбора рециркулирующих газов в котле после ВЭ после ВЭ после ВЭ после ВЭ после ВЭ Коэффициент избытка воздуха на выходе из топки 1,1 1,22 1,13 1,22 1,22 Параметр М (Мрец) 0,4769 (0,459) 0,4769 (0,472) 0,4769 (0,456) 0,4769 (0,476) 0,4769 (0,471) Средняя тепловая нагрузка радиационных поверхностей нагрева в зоне I, ккал/(ч·м2) 142882 128282 147649 123872 130813 Тепловое напряжение объема зоны I, ккал/(ч·м3) 446270 448563 446506 448563 448563 Допустимое тепловое напряжение объема зоны I, ккал/(ч·м3) 650000-750000 Адиабатическая температура горения, С 1965 1859 2009 1828 1878 Средняя температура факела в зоне I, С 1620 1549 1649 1533 1562,8 Температура газов на выходе из зоны I, С 1598 1548,6 1620 1533 1558 То же из зоны II, С 1428 1407,5 1440,8 1398,5 1411,9 То же из зоны III, С 1369 1358 1379 1351,9 1361 То же из зоны IV, С 1265 1265 1272 1262 1266,8 Температура газов на выходе из топки, вычисленная с помощью параметра М (с учетом Мрец), С 1177 (1201) 1175,6 − 1181 (1207) 1172,8 − 1176,9 − Температура газов на выходе из шпп, С 1048 1055 1051 1054,9 1055 Температура газов на выходе из поворотной камеры, С 989 1000 991 1000 999,5 Температура газов на выходе из кпп, С 821 837,2 820 840 835,4 Температура газов на выходе из пппII, С 700 715 685 718 713,2 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 20 Номер варианта Наименование величин 1 2 3 4 5 Марка угля ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Температура газов на выходе из пппI, С 567 576 556 578 574,5 Температура газов на выходе из регулировочной ступени ппп, С 493 504 483 507 502 Температура газов на выходе из экономайзера, С 404 415,3 394,6 418 413 Температура газов на выходе из горячей части РВП, С 178 181,5 177,8 181 180 Температура газов на выходе из холодной части РВП (уходящие газы), С 140 141,6 139,6 141 141 Температура холодного воздуха на входе в холодную часть РВП, С 30 30 30 30 30 Температура горячего воздуха на выходе из РВП, С 379 386 369 388 384 Минимальная температура стенки в горячей части РВП, С 143 145,9 145,3 144 145,5 Минимальная температура стенки в холодной части РВП, С 98 98,8 98 98,8 98,8 Температура точки росы, С 92 90,4 125,5 90,4 90,4 Характеристики пылесистемы Тонина помола, R90 28 28 28 28 28 Коэффициент размолоспособности 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 Температура отработанного СА, С 75 75 75 115 90 Температура угля перед нисходящей сушкой, С 0 0 0 0 0 Температура точки росы в пылесистеме, С 73 73 69 71 70 Количество испаренной влаги 0,101 0,101 0,03673 0,101 0,101 Количество СА на 1 кг сырого угля на входе в пылеси- стему, кг/кг 1,1985 1,19319 1,4312 1,05675 1,1385 Температура СА на входе в пылесистему, С 300 300,9 166,9 405,9 339,8 Доля горячего воздуха от количества СА на входе в пы- лесистему − − − − 0,25 Доля холодного воздуха от количества СА на входе в пылесистему − − 0,2 − − Доля рециркулирующего отработанного СА от количе- ства СА на входе в пылесистему 0,33595 0,35698 0,5014 0,04307 0,19821 Доля газов, отобранных после ВЭ, от количества СА на входе в пылесистему 0,664 0,643 0,29853 0,95692 0,55178 Количество влажного СА в конце пылесистемы, кг/кг 1,68535 1,6732 1,8281 1,7003 1,65205 Расход влажного СА в конце пылесистемы, м3/ч 121282 121030 118567 122991 119496 Содержание кислорода во влажном СА в конце пылеси- стемы 0,07531 0,08378 0,12509 0,07514 0,11478 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 21 Номер варианта Наименование величин 1 2 3 4 5 Марка угля ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, серти- фикат №150 ДГ-100, серти- фикат №150 Доля газов, отобранных после ВЭ, от количества газов после места отбора, rрец 0,08388 0,07386 0,03845 0,0992 0,05974 Влагосодержание отработанного СА на выходе из пыле- системы, г/кг 352,6 350,8 241 314 290,6 Минимально допустимая температура СА по условиям конденсации водяных паров, С 78 78 74 76,1 75 Запас по температуре СА в конце установки, С -3 -3 1 38,9 15 Скорость СА в пылепроводе мельница-сепаратор, м/с 16,5 16,5 16,1 16,8 16,3 Рекомендуемые скорости СА в пылепроводе мельница- сепаратор, м/с 15-18 Скорость СА в пылепроводе сепаратор-циклон, м/с 14,6 14,6 14,3 14,8 14,4 Рекомендуемые скорости СА в пылепроводе сепаратор- циклон, м/с 14-16 Таблица 4. Результаты расчетов вариантов 6-10 парогенератора ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС и системы пылеприготовления (на один корпус) Table 4. Calculations results of variants 6-10 of steam generator ТPP-210А block 4 of Tripillya power station and the dust preparation system (per one body) Номер варианта Наименование величин 6 7 8 9 10 Марка угля ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Расход питательной воды, кг/ч 475000 475000 475000 475000 475000 Расход вторичного пара, кг/ч 400000 400000 400000 400000 400000 Нагрузка котла, МВт 285 285 285 285 285 Низшая теплота сгорания угля Qн р, ккал/кг 5022 5575 5575 5575 5022 Полный расход топлива на котел, кг/ч 65420 58926 59189 59919 66147,9 Состав СА на входе в пылесистему дымовые газы, воздух дымовые газы, воздух дымовые газы, воздух дымовые газы дымовые газы Место подачи рециркулирующих газов в котел основные горелки основные горелки основные горелки в зону II в зону II Место отбора рециркулирующих газов в котле после ВЭ после ВЭ после ВЭ после ВЭ и РВП после ВЭ Коэффициент избытка воздуха на выходе из топ- ки 1,1 1,116 1,22 1,17 1,18 Параметр М (Мрец) 0,4769 (0,457) 0,4769 (0,455) 0,4769 (0,467) − − Средняя тепловая нагрузка радиационных по- верхностей нагрева в зоне I, ккал/(ч·м2) 145934 149246 134828 176287 179032 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 22 Номер варианта Наименование величин 6 7 8 9 10 Марка угля ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Тепловое напряжение объема зоны I, ккал/(ч·м3) 446270 446239 448230 455553 456680 Допустимое тепловое напряжение объема зоны I, ккал/(ч·м3) 650000-750000 Адиабатическая температура горения, С 1988 2020,6 1916 2186 2202,4 Средняя температура факела в зоне I, С 1634 1656 1589,6 1768 1778 Температура газов на выходе из зоны I, С 1608 1625 1578 1706 1714 То же из зоны II, С 1432,6 1442 1423 1338 1322 То же из зоны III, С 1372 1380 1370 1299 1285 То же из зоны IV, С 1265,9 1271 1272 1216 1204 Температура газов на выходе из топки, вычислен- ная с помощью параметра М (с учетом Мрец), С 1177,6 (1204) 1181,6 (1206) 1182 (1192) 1148,8 − 1139,1 − Температура газов на выходе из шпп, С 1047 1050 1057,8 1031,6 1023,9 Температура газов на выходе из поворотной ка- меры, С 988 990 1000 978 971 Температура газов на выходе из кпп, С 818,8 818 833 820 817,05 Температура газов на выходе из пппII, С 697,6 683 697,4 690,8 689,4 Температура газов на выходе из пппI, С 566 555 561 561,8 562,4 Температура газов на выходе из регулировочной ступени ппп, С 492 482 491 492 493 Температура газов на выходе из экономайзера, С 402 393,8 402 415 428 Температура газов на выходе из горячей части РВП, С 178,9 178 180,4 202,6 194 Температура газов на выходе из холодной части РВП (уходящие газы), С 140 140 140,9 161,3 151,09 Температура холодного воздуха на входе в хо- лодную часть РВП, С 30 30 30 30 30 Температура горячего воздуха на выходе из РВП, С 377 369 374 394 401 Минимальная температура стенки в горячей части РВП, С 144,3 146,6 147,8 171 158 Минимальная температура стенки в холодной части РВП, С 98,2 98,18 98,6 112 105,4 Температура точки росы, С 92 125 124,3 124,9 90,9 Характеристики пылесистемы Тонина помола, R90 28 28 28 28 28 Коэффициент размолоспособности 1,2 1,2 1,2 1,2 1,2 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 23 Номер варианта Наименование величин 6 7 8 9 10 Марка угля ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 Г, серти- фикат №49 ДГ-100, сер- ти-фикат №150 Температура отработанного СА, С 90 110 110 110 90 Температура угля перед нисходящей сушкой, С 0 0 0 0 0 Температура точки росы в пылесистеме, С 70 69 66 69 77,5 Количество испаренной влаги 0,101 0,03673 0,03673 0,03673 0,101 Количество СА на 1 кг сырого угля на входе в пылесистему, кг/кг 1,14368 1,29675 1,2919 1,27892 1,1511 Температура СА на входе в пылесистему, С 338,9 242,3 242 243,5 337,3 Доля горячего воздуха от количества СА на входе в пылесистему 0,25 0,15 0,15 0 0 Доля холодного воздуха от количества СА на входе в пылесистему − 0,1 0,1 0 0 Доля рециркулирующего отработанного СА от количества СА на входе в пылесистему 0,1725 0,39699 0,40872 0,32916 0,2881 Доля газов, отобранных после ВЭ, от количества СА на входе в пылесистему 0,57746 0,353 0,3412 0,3708 0,7118 Доля газов, отобранных после РВП, от количества СА на входе в пылесистему − − − 0,3 0 Количество влажного СА в конце пылесистемы, кг/кг 1,66265 1,8311 1,8236 1,7734 1,6206 Расход влажного СА в конце пылесистемы, м3/ч 119648 118694 118733 116889 117923 Содержание кислорода во влажном СА в конце пылесистемы 0,10706 0,12918 0,1339 0,09704 0,0825 Доля газов, отобранных после ВЭ, от количества газов после места отбора, rрец 0,06875 0,04171 0,03724 0,04 0,07606 Доля газов, отобранных после РВП, от количества газов после места отбора, rрец − − − 0,02748 0 Влагосодержание отработанного СА на выходе из пылесистемы, г/кг 292 225 221 274 343 Минимально допустимая температура СА по ус- ловиям конденсации водяных паров, С 75 74 71 74 82,5 Запас по температуре СА в конце установки, С 15 36 39 36 7,5 Скорость СА в пылепроводе мельница-сепаратор, м/с 16,3 16,1 16,1 15,9 16,1 Рекомендуемые скорости СА в пылепроводе мельница-сепаратор, м/с 15-18 Скорость СА в пылепроводе сепаратор-циклон, м/с 14,4 14,2 14,2 14,05 14,2 Рекомендуемые скорости СА в пылепроводе се- паратор-циклон, м/с 14-16 КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 24 Выводы. 1. C использованием разработан- ной методики расчета проведено широкое чис- ленное исследование теплообмена и физико- химических процессов в котле ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС, сжигающего АШ (или угли газовой группы марок Г и ДГ-100) на на- грузках 300 и 285 МВт. Показано, что расчетные значения температур пара и дымовых газов по тракту котла хорошо согласуются с паспортными данными и экспериментальными измерениями ЦКТИ [6] и цеха наладки Трипольской ТЭС. 2. Показано, что существующие концепции реконструкций проектных пылесистем, бази- рующиеся на технических решениях, заимство- ванных из схем пылеприготовления и топливо- подачи котла ТПП-312, нельзя считать вполне обоснованными, так как парогенератор ТПП-312 изначально был сконструирован на сжигание ка- менного угля с тепловым напряжением объема в ошипованной зоне (727173 ккал/(ч·м3)) в 1,62 раза больше, чем в котле ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЕС, что сказывается на эффектив- ности выгорания угля марок Г и ДГ-100. Про- блема усугубляется тем, что в горелки котла ТПП-210А подаются рециркулирующие газы, которые понижают температурный уровень в зо- не I и тем самым создают неблагоприятные усло- вия для выгорания твердого топлива. 3. Показано, что при сушке угля марки ДГ-100 двухкомпонентной смесью − дымовыми газами, отобранными после ВЭ, и рецирку- лирующим сушильным агентом с температурой 75°С происходит отложение влажной пыли в пы- лепроводах. Для недопущения этого температура отработанного СА повышается с 75°С до 115°С, вследствие чего запас по температуре СА по ус- ловию конденсации влаги увеличивается до 38,9°С, однако температуры газов на выходе из ошипованной зоны и адиабатическая температу- ра горения падают на 16°С и 31°С соответствен- но за счет повышения коэффициента рециркуля- ции rрец до 9,92%. Предложен способ уменьше- ния коэффициента rрец за счет частичного заме- щения доли продуктов сгорания в сушильном агенте горячим воздухом, благодаря чему значе- ние rрец снижается в 1,68 раза, а температура га- зов на выходе из ошипованной зоны повышается на 25°С. При этом объемное содержанием кисло- рода в сушильном агенте О2 < 16%. 4. Показано, что при подаче рециркули- рующих дымовых газов в основные горелки и малого значения коэффициента αт происходит затягивание факела в зону охлаждения, вследст- вие чего температура газов на выходе из топки при сжигании, например, угля марки Г повыша- ется на 26°С и составляет " т ,рецt = 1207С. Полу- ченное значение " т ,рецt на 4°С меньше нижней границы диапазона изменения температуры на- чала шлакования tн.шл = 1241±30С, поэтому здесь существует вероятность шлакования ширм. 5. Для двух марок углей Г и ДГ-100 выпол- нены приближенные оценки температуры tн.ж: с использованием диаграммы зависимости tн.ж от химического состава кислых оксидов и на основе рекомендаций [1]. Согласно диаграмме: для мар- ки ДГ-100 – tн.ж ≈ 1440С, марки Г – tн.ж ≈ 1350С. Согласно [1]: для марки ДГ-100 – tн.ж = 1440С, марки Г – tн.ж = t3 + 100 = 1450С. Так как полученные значения температуры tн.ж для угля марки Г сильно отличаются друг от дру- га, необходимо величину tн.ж определить опыт- ным путем, а также экспериментально измерить температуру t0 для двух типов угля. 6. Для двух марок углей Г и ДГ-100 проана- лизировано влияние разности температур ∆t = tн.ж – t0 на минимальную температуру факе- ла tф,min, необходимую для надежного шлакоуда- ления. Основное условие, при котором обеспечи- вается непрерывное вытекание жидкого шлака из летки – " zonIt > tф,min. Показано, что в варианте 1 (марка ДГ-100), где // zonI,1t = 1598С, режим устой- чивого жидкого шлакоудаления достигается при таких параметрах: ∆t ≤ 70С и tф,min ≤ 1596,5С; в варианте 2 (марка ДГ-100), где " zonI,2t = 1548,6С – при ∆t ≤ 40С и tф,min ≤ 1539С; в варианте 3 (марка Г): а) tн.ж = 1450С, " zonI,2t = 1620С, ∆t ≤ 70С и tф,min ≤ 1615С, б) tн.ж = 1350С, // zonI,2t = 1620С, ∆t ≤ 150С и tф,min ≤ 1599С. КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 25 7. Показано, что для обеспечения надежной работы пылепровода рециркуляции СА в преде- лах требуемых скоростей 25-45 м/с при размоле двух марок газового угля необходимо выбирать внутренний диаметр трубопровода по минималь- ным значениям расхода рециркулирующего СА 14855,4 м3/ч (вариант 6, марка ДГ-100) и его скорости 25 м/с. В этих условиях внутренний диаметр пылепровода составляет 458,55 мм, а скорость газа в нем при максимальном расходе СА 36377,3 м3/ч (вариант 7, марка Г) в 1,36 раза выше верхней границы требуемого интервала скоростей, что повлечет за собой повышение пе- репада давления на рассматриваемом участке. 8. Предложена новая концепция реконструк- ции пылесистемы котла ТПП-210А, сжигающего каменный уголь марок Г и ДГ-100, которая суще- ственно отличается от предыдущих. Высокий уровень взрывобезопасности пылесистемы дос- тигается за счет сушки каменного угля дымовы- ми газами (О2 < 10%), большим запасом по тем- пературе СА во избежание конденсации влаги и скоростями газовзвеси в пылепроводах, обеспе- чивающими невыпадение пыли на стенки труб. Высокие значения температур в зоне I и сте- пени выгорания угольной пыли (до 96%) дости- гаются путем сброса СА в зону II (что также спо- собствует уменьшению избытка воздуха в пред- топке), подачи в горелки высококонцентриро- ванной сухой пыли, глубокой (до 99%) очистки отработанного СА от пыли, неиспользования те- пловой энергии воздуха на испарение влаги угля и подачи в предтопок высушенного топлива, у которого Qн c > Qн р. 1. Кузнецов Н.В., Митор В.В. и др. Тепловой расчет ко- тельных агрегатов (Нормативный метод) – М.: Энергия, 1973. – 296 с. 2. Вербовецкий Э Х., Жмерика Н.Г. Методические ука- зания по проектированию топочных устройств энергетиче- ских котлов – Санкт–Петербург, 1996. – 270 с. 3. Соколов Н.В., Кисельгоф М.Л. Расчет и проектирова- ние пылеприготовительных установок котельных агрегатов (Нормативные материалы) – Л.: ОНТИ ЦКТИ, 1971. – 313 с. 4. Инструкция по обеспечению взрывобезопасности топ- ливоподач и установок для приготовления и сжигания пыле- видного топлива (СО 153-34.03.352-2003) № 251, 2003 г. – 19 с. 5. Правила технічної експлуатації електричних станцій і мереж № 296 (ГКД 34.20.507-2003), 2003. – 477 с. 6. Шагалова С.Л., Шницер И.Н. Сжигание твердого топ- лива в топка парогенераторов. – Л.: Энергия, 1976. – 176 с. 7. Тепловой расчет котлов (Нормативный метод) – Санкт-Петербург, 1998. – 259 с. 8. Рохман Б.Б. Численный анализ различных схем реконструкции существующей системы пылеприготовле- ния при переводе парогенератора ТП-100 с АШ на газо- вый каменный уголь // Відновлювана енергетика. – 2017. – №2. – С. 6–16. ДОСЛІДЖЕННЯ РІЗНИХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦІЇ ПРОЕКТНОЇ СИСТЕМИ ПИЛОПРИГОТУВАННЯ ПРИ ПЕРЕВЕДЕННІ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛО- КУ №4 ТРИПІЛЬСЬКОЇ ТЕС З АШ НА ГАЗОВЕ ВУ- ГІЛЛЯ МАРОК Г І ДГ-100 Б.Б. Рохман, докт.техн.наук Інститут вугільних енерготехнологій НАН України, 04070, м. Київ, вул. Андріївська, 19 тел. +38-044-425-53-77 e-mail: Brolene@yahoo.com ORCID 0000-0002-1270-6102 Проаналізовано різні варіанти реконструкції пилосис- теми котла ТПП-210А блоку №4 Трипільської ТЕС для спалювання вугілля марок Г і ДГ-100, які розрізняються між собою способом сушіння (димові гази або їх суміш із повітрям) і місцем скидання сушильного агента в топку. Показано, що: а) при скиданні сушильного аген- та в основні пальники температурний рівень і ступінь вигоряння вугілля в передтопку падають, що приводить до затягування факела і шлакування ширм; б) при су- шінні вугілля димовими газами і рециркулюючим су- шильним агентом з температурою 75°С відбувається відкладення вологого пилу в пиловодах. Запропоновано нову концепцію реконструкції пилосистеми, яка має високий рівень вибухобезпеки (О2 <10%) за рахунок су- шки вугілля газами і великий запас по температурі су- шильного агента за умовою конденсації вологи. Високі температури і ступінь вигоряння вугілля в передтопку забезпечуються шляхом подачі висококонцентрованого сухого пилу в пальники, глибоким очищенням відпрацьо- ваного сушильного агента від пилу і скиданням його в охолоджену зону. Ця схема дозволяє значно розширити діапазон регулювання навантаження парогенератора в порівнянні з існуючими. Бібл.8, табл.4, рис.6. Ключові слова: парогенератор, сушка, система пилопри- готування, вугілля, зашипована зона, сушильний агент, шлак, пальник. REFERENCES 1. Kuznetsov N.V., Mitor V.V. i dr. (1973). Teplovoy ra- schet kotelnyih agregatov (Normativnyiy metod) [Thermal calcu- КОМПЛЕКСНІ ЕНЕРГЕТИЧНІ СИСТЕМИ НА ОСНОВІ ВДЕ ISSN 1819-8058 Відновлювана енергетика. 2017. № 4 26 lation of boiler units (Normative method)]. Moscow, USSR: Energiya [in Rus]. 2. Verbovetskiy E.H., Zhmerika N.G. (1996). Metodi- cheskie ukazaniya po proektirovaniyu topochnyih ustroystv energeticheskih kotlov [Methodological instructions for the design of combustion devices for power boilers]. Sankt- Peterburg, Russia [in Rus]. 3. Sokolov N.V., Kiselgof M.L. (1971). Raschet i proek- tirovanie pyileprigotovitelnyih ustanovok kotelnyih agregatov (Normativnyie materialyi) [Calculation and design of pulver- izing units of boilers (Normative materials)]. Leningrad, USSR: ONTI TsKTI [in Rus]. 4. Instruktsiya po obespecheniyu vzryivobezopasnosti toplivopodach i ustanovok dlya prigotovleniya i szhiganiya pyilevidnogo topliva (SO 153-34.03.352-2003) [Instruction for explosion safety of fuel supply and units for the prepara- tion and combustion of pulverized fuel (СО 153-34.03.352- 2003) #251] Moscow, Russia [in Rus]. 5. Pravyla tekhnichnoyi ekspluatatsiyi elektrychnykh stantsiy i merezh #296 (HKD 34.20.507-2003) [The rules of technical operation of electric power stations and networks № 296 ]. Kyiv, Ukraine [in Ukr]. 6. Shagalova S.L., Shnitser I. N. (1976). Szhiganie tver- dogo topliva v topka parogeneratorov [Burning solid fuel in the furnace of steam generators]. Leningrad, USSR: Energiya [in Rus]. 7. Teplovoy raschet kotlov (Normativnyiy metod) [Thermal calculation of boilers (Normative method)](1998). Sankt-Peterburg, Russia [in Rus]. 8. Rohman B.B. (2017). Chislennyiy analiz razlichnyih shem rekonstruktsii suschestvuyuschey sistemyi pyileprigotov- leniya pri perevode parogeneratora TP-100 s ASh na gazovyiy kamennyiy ugol [Numerical analysis of various schemes for reconstructing the existing dust preparation system when chang- ing the TР-100 steam generator operation from burning anthra- cite culm to burning gas coal]. Vidnovluvana energetika [Renewable energy] 2, 6–16 [in Rus]. SYNOPSES Using the developed calculation technique, a theoretical study of the processes of heat exchange and combustion of an- thracite culm (or coals of the gas group of G and DG-100 grades) in the TPP-210A boiler of unit No. 4 of Trypillia TPP at 300 and 285 MW was carried out. It is shown that when the АШ is burned, the distribution of steam and flue gas temperatures along the boiler path is in good agreement with the experimental data of the CKTI [6] and the workshop of the Trypillia TPP. It is shown that drying of DG-100 coal with flue gases and a recircu- lating drying agent at 75 °C results in the deposition of moist dust in the dustlines. Increasing of the spent drying agent tem- perature from 75 °C to 115 °C increases the temperature margin of the drying agent on the condition of condensation of moisture to 38.9 °C, but reduces the temperature of the gases at the exit of the studded zone and the adiabatic combustion temperature due to the growth of the gas recirculation ratio up to 9.92%. A method is proposed for reducing the gas recirculation ratio by partially replacing of combustion products in the drying agent with hot air. A new concept for the reconstruction of the dust system of the TPP-210A boiler burning gas coal, is based on five main technical solutions: 1) a highly concentrated supply of dry coal dust to the main burners in a ratio of 80-100 kg of dust per 1 kg of a transporting agent; 2) injection of the spent drying agent into the cooled zone, which does not affect the combustion of fuel in the pre-furnace, allows to reduce the excess air in it; 3) dried fuel having lowest heat of combustion higher than that of the row coal, is supplied to the active combustion zone; 4) deep cleaning (up to 99%) of the spent drying agent from dust due to installation of a bag cyclone filter after the cyclone helps to reduce unburned carbon; 5) not using the thermal energy of hot air for evaporating the moisture of coal. High level of explosion protection of the dust-system is achieved due to the fulfillment of three conditions: а) the volume concentration of the oxidant in the spent drying agent with allowance for air inflow in the dust- system is less than 10% due to the coal drying with flue gases; b) a large margin of the drying agent temperature to avoid conden- sation of water vapor; c) the velocities of the gas suspension in the dustlines lie in the required ranges selected from the condi- tion of dust non-falling on the pipelines walls. Стаття надійшла до редакції 04.10.17 Остаточна версія 30.11.17
id	veorgua-article-17
institution	Vidnovluvana energetika
keywords_txt_mv	keywords
language	Russian
last_indexed	2026-07-19T01:01:55Z
publishDate	2017
publisher	Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine
record_format	ojs
resource_txt_mv	veorgua/9c/6b33665cb5002d2d71547e19fd69779c.pdf
spelling	veorgua-article-172026-07-18T06:32:06Z INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1 ИССЛЕДОВАНИЕ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦИИ ПРОЕКТНОЙ СИСТЕМЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ ПРИ ПЕРЕВОДЕ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛОКА №4 ТРИПОЛЬСКОЙ ТЭС С АШ НА ГАЗОВЫЙ УГОЛЬ МАРОК Г И ДГ-100 ДОСЛІДЖЕННЯ РІЗНИХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦІЇ ПРОЕКТНОЇ СИСТЕМИ ПИЛОПРИГОТУВАННЯ ПРИ ПЕРЕВЕДЕННІ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛОКУ №4 ТРИПІЛЬСЬКОЇ ТЕС З АШ НА ГАЗОВЕ ВУГІЛЛЯ МАРОК Г І ДГ-100 Rokhman, B. steam generator drying dust preparation system coal studded zone drying agent slag burner парогенератор сушка система пилоприготування вугілля зашипована зона сушильний агент шлак пальник парогенератор сушка система пылеприготовления уголь ошипованная зона сушильный агент шлак горелка Проаналізовано різні варіанти реконструкції пилосистеми котла ТПП-210А блоку №4 Трипільської ТЕС для спалювання вугілля марок Г і ДГ-100, які розрізняються між собою способом сушіння (димові гази або їх суміш із повітрям) і місцем скидання сушильного агента в топку. Показано, що: а) при скиданні сушильного агента в основні пальники температурний рівень і ступінь вигоряння вугілля в передтопку падають, що приводить до затягування факела і шлакування ширм; б) при сушінні вугілля димовими газами і рециркулюючим сушильним агентом з температурою 75°С відбувається відкладення вологого пилу в пиловодах. Запропоновано нову концепцію реконструкції пилосистеми, яка має високий рівень вибухобезпеки (О2 &lt;10%) за рахунок сушки вугілля газами і великий запас по температурі сушильного агента за умовою конденсації вологи. Високі температури і ступінь вигоряння вугілля в передтопку забезпечуються шляхом подачі висококонцентрованого сухого пилу в пальники, глибоким очищенням відпрацьованого сушильного агента від пилу і скиданням його в охолоджену зону. Ця схема дозволяє значно розширити діапазон регулювання навантаження парогенератора в порівнянні з існуючими. Using the developed calculation technique, a theoretical study of the processes of heat exchange and combustion of anthracite culm (or coals of the gas group of G and DG-100 grades) in the TPP-210A boiler of unit No. 4 of Trypillia TPP at 300 and 285 MW was carried out. It is shown that when the АШ is burned, the distribution of steam and flue gas temperatures along the boiler path is in good agreement with the experimental data of the CKTI [6] and the workshop of the Trypillia TPP. It is shown that drying of DG-100 coal with flue gases and a recirculating drying agent at&nbsp; 75 °C results in the deposition of moist dust in the dustlines. Increasing of the spent drying agent temperature from 75 °C to 115 °C increases the temperature margin of the drying agent on the condition of condensation of moisture to 38.9 °C, but reduces the temperature of the gases at the exit of the studded zone and the adiabatic combustion temperature due to the growth of the gas recirculation ratio up to 9.92%. A method is proposed for reducing the gas recirculation ratio by partially replacing of combustion products in the drying agent with hot air. A new concept for the reconstruction of the dust system of the TPP-210A boiler&nbsp; burning gas coal, is based on five main technical solutions: 1) a highly concentrated supply of dry coal dust to the main burners in a ratio of 80-100 kg of dust per 1 kg of a transporting agent; 2)&nbsp; injection of the spent drying agent into the cooled zone, which does not affect the combustion of fuel in the pre-furnace, allows to reduce the excess air in it; 3) dried fuel having lowest heat of combustion higher than that of the row coal, is supplied to the active combustion zone; 4) deep cleaning (up to 99%) of the spent drying agent from dust due to installation of a bag cyclone filter after the cyclone helps to&nbsp; reduce unburned carbon; 5) not using the thermal energy of hot air for evaporating the moisture of coal. High level of explosion protection of the dust-system is achieved due to the fulfillment of three conditions: а) the volume concentration of the oxidant in the spent drying agent with allowance for air inflow in the dust-system is less than 10% due to the coal drying with flue gases; b) a large margin of the drying agent temperature to avoid condensation of water vapor; c) the velocities of the gas suspension in the dustlines lie in the required ranges selected from the condition of dust non-falling on&nbsp; the pipelines walls. Проанализированы различные варианты реконструкции пылесистемы котла ТПП-210А блока №4 Трипольской ТЭС для сжигания угля марок Г и ДГ-100, которые различаются между собой способом сушки (дымовые газы или их смесь с воздухом) и местом сброса сушильного агента в топку. Показано, что: а) при сбросе сушильного агента в основные горелки температурный уровень и степень выгорания угля в предтопке падают, что приводит к затягиванию факела и шлакованию ширм; б) при сушке угля дымовыми газами и рециркулирующим сушильным агентом с температурой 75°С происходит отложение влажной пыли в пылепроводах. Предложена новая концепция реконструкции пылесистемы, которая имеет высокий уровень взрывобезопасности (О2 &lt; 10%) за счет сушки угля газами и большой запас по температуре сушильного агента по условию конденсации влаги. Высокие температуры и степень выгорания угля в предтопке обеспечиваются путем подачи высококонцентрированной сухой пыли в горелки, глубокой очисткой отработанного сушильного агента от пыли и сбросом его в охлажденную зону. Эта схема позволяет значительно расширить диапазон регулирования нагрузки парогенератора по сравнению с существующими. Institute of Renewable Energy National Academy of Sciences of Ukraine 2017-12-14 Article Article application/pdf https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/17 Vidnovluvana energetika ; No. 4 (51) (2017): Scientific and Applied Journal Vidnovluvana energetika; 06-26 Возобновляемая энергетика; ##issue.no## 4 (51) (2017): Научно-прикладной журнал Возобновляемая энергетика; 06-26 Відновлювана енергетика; № 4 (51) (2017): Науково-прикладний журнал Відновлювана енергетика; 06-26 2664-8172 1819-8058 ru https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/17/11 Copyright (c) 2017 B. Rokhman https://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0
spellingShingle	steam generator drying dust preparation system coal studded zone drying agent slag burner Rokhman, B. INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title	INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title_alt	ИССЛЕДОВАНИЕ РАЗЛИЧНЫХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦИИ ПРОЕКТНОЙ СИСТЕМЫ ПЫЛЕПРИГОТОВЛЕНИЯ ПРИ ПЕРЕВОДЕ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛОКА №4 ТРИПОЛЬСКОЙ ТЭС С АШ НА ГАЗОВЫЙ УГОЛЬ МАРОК Г И ДГ-100 ДОСЛІДЖЕННЯ РІЗНИХ СХЕМ РЕКОНСТРУКЦІЇ ПРОЕКТНОЇ СИСТЕМИ ПИЛОПРИГОТУВАННЯ ПРИ ПЕРЕВЕДЕННІ ПАРОГЕНЕРАТОРА ТПП-210А БЛОКУ №4 ТРИПІЛЬСЬКОЇ ТЕС З АШ НА ГАЗОВЕ ВУГІЛЛЯ МАРОК Г І ДГ-100
title_full	INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title_fullStr	INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title_full_unstemmed	INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title_short	INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1
title_sort	investigation of various schemes for reconstructing of the design dust preparation system when changing the tpp-210a steam generator operation of the trypillia tpp block 4 from burning anthracite culm to burning g and dg-1
topic	steam generator drying dust preparation system coal studded zone drying agent slag burner
topic_facet	steam generator drying dust preparation system coal studded zone drying agent slag burner парогенератор сушка система пилоприготування вугілля зашипована зона сушильний агент шлак пальник парогенератор сушка система пылеприготовления уголь ошипованная зона сушильный агент шлак горелка
url	https://ve.org.ua/index.php/journal/article/view/17
work_keys_str_mv	AT rokhmanb investigationofvariousschemesforreconstructingofthedesigndustpreparationsystemwhenchangingthetpp210asteamgeneratoroperationofthetrypilliatppblock4fromburninganthraciteculmtoburningganddg1 AT rokhmanb issledovanierazličnyhshemrekonstrukciiproektnojsistemypyleprigotovleniâpriperevodeparogeneratoratpp210abloka4tripolʹskojtéssašnagazovyjugolʹmarokgidg100 AT rokhmanb doslídžennâríznihshemrekonstrukcííproektnoísistemipiloprigotuvannâpriperevedenníparogeneratoratpp210abloku4tripílʹsʹkoíteszašnagazovevugíllâmarokgídg100

INVESTIGATION OF VARIOUS SCHEMES FOR RECONSTRUCTING OF THE DESIGN DUST PREPARATION SYSTEM WHEN CHANGING THE TPP-210A STEAM GENERATOR OPERATION OF THE TRYPILLIA TPP BLOCK 4 FROM BURNING ANTHRACITE CULM TO BURNING G AND DG-1

Репозитарії

Схожі ресурси