Имитационная динамическая модель факельного сжигания топлива в пылеугольной топке Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

УДК 662.61

ИМИТАЦИОННАЯ ДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ФАКЕЛЬНОГО СЖИГАНИЯ ТОПЛИВА В ПЫЛЕУГОЛЬНОЙ ТОПКЕ

Е.А. БОЙКО, Д.П. РОВЕНСКИЙ ФГОУ ВПО «Сибирский федеральный университет» (г. Красноярск)

Рассмотрен подход к задаче имитационного моделирования и управления пылеугольной топки, учитывающей процесс горения топлива. Приведена имитационная динамическая модель и сравнительные результаты расчетов для нескольких топок при сжигании различных углей.

Ключевые слова: пылеугольная топка, динамическая модель, управление горением.

В настоящее время в отечественной и зарубежной энергетике наиболее распространена факельная технология сжигания угля в призматических топочных камерах. Несмотря на сравнительно высокий уровень автоматизации современных энергетических установок, общий подход к управлению горением осуществляется, как правило, дозированием потоков топлива и воздуха в зависимости от интегральных показателей работы котельной установки, в частности параметров состояния острого пара (расхода, давления, температуры). Объектом управления, таким образом, оказывается не топочная камера и процесс горения, а котельный агрегат в целом.

В то же время совершенно ясно, что интегральные показатели эффективности топочного процесса, такие как температурный уровень и тепловые потоки, степень выгорания топлива, интенсивность шлакования поверхностей нагрева, концентрация вредных веществ в газообразных продуктах сгорания и ряд других режимных параметров существенно зависят именно от протекания локальных процессов горения в различных зонах топочной камеры, которые по объективным причинам недоступны для контроля и управления. В связи с этим приходится констатировать, что в настоящее время оптимизация топочного процесса обеспечивается не столько автоматизацией его управления, сколько априорными и апостериорными оценками разработчиков технических решений топочно-горелочных устройств и действиями эксплуатационного персонала, отвечающего за их совершенствование и наладку. Так одной из основных причин низкой маневренности современных пылеугольных энергоблоков является низкая маневренность топочных процессов и устройств.

Разработке и внедрению новых подходов к управлению процессом горения препятствует несколько факторов, из которых наиболее существенными являются: отсутствие простых и надежных средств автоматизированного контроля и технической диагностики локальных характеристик процесса горения (температуры, концентрации и т.д.) и неразвитость теории управления горением твердых органических топлив в пылевидном состоянии. За каждым из этих факторов стоит самостоятельная сложная проблема, но если первая из них считается преимущественно технической, то вторая является фундаментальной теоретической задачей, важность и актуальность которой трудно переоценить: если

© Е.А. Бойко, Д. П. Ровенский

Проблемы энергетики, 2009, № 1-2

завтра появятся надежные и дешевые методы и средства, то созданию высокоэффективных автоматических систем контроля, технической диагностики и управления процессом горения препятствует отставание инженерной теории этого вопроса. Суть проблемы состоит в том, что сегодня вряд ли кто-то готов выполнить хотя бы схематический набросок приемлемой теории, несмотря на многочисленность публикаций и работ по данной тематике [1-3, 7]. Целью настоящей работы является обсуждение одного из подходов к решению данной проблемы, который авторам представляется наиболее перспективным.

С математической точки зрения задача описания процессов, протекающих в топочной камере, относится к нелинейной динамике сплошных сред. С физико-химической, т. е. содержательной точки зрения, эти процессы распадаются на такие тесно связанные между собой взаимодействующие группы: химические реакции (собственно горение), теплообмен (конвективный, радиационный), массообмен (перемешивание), аэродинамические процессы [2]. Если и возможно сегодня (т.е. при нынешнем уровне знаний) составить систему дифференциальных уравнений в частных производных, которая описывала бы всю сложную совокупность названных процессов, то извлечь из нее информацию, практически полезную для синтеза эффективных систем контроля и управления, - дело вряд ли реально достижимое. Достаточно сказать, что даже решение изотермической задачи аэродинамики топки, т. е. расчет течений при «холодной продувке» воздушным потоком, представляет собой серьезную вычислительную проблему, справиться с которой удается пока лишь отдельным специализированным коллективам. А так как реальный топочный процесс во много раз сложнее имитации «холодной продувки», то ситуация начинает выглядеть и вовсе бесперспективной.

Решение проблемы, на наш взгляд, можно найти, если, отказавшись от концепции сплошной среды, рассматривать топочную камеру как некую конечномерную структуру. Такая возможность появляется, если разбить топочный объем на зоны или участки, обладающие в известном смысле (т.е. с точностью до априорно заданного допуска) свойствами физико-химической однородности и попытаться описать протекающие в них процессы с помощью достаточно простых и, разумеется, приближенных имитационных моделей. Таким способом можно получить структуру, весьма напоминающую широко распространенные в теории автоматического контроля и управления (в частности, при разработке тренажерных комплексов) структурные схемы. Указанные зоны и их имитационные модели будут выполнять при этом роль элементарных звеньев, а характер информационных связей между ними (связей «выход - вход») определится потоками энергии и вещества через границы раздела соседствующих зон. Если удастся составить такое описание топочного процесса, то задачу локального управления процессом горения можно будет формулировать на языке, очень близком стандартному языку теории структурного синтеза современных систем автоматического управления. Следует отметить, что в данной работе, в связи с принятыми допущениями, не рассматривается аэродинамика структуры факела и подачи топливно-воздушной смеси через горелочные устройства.

Идея разбиения топочной камеры на зоны, в которых допустимо пренебречь физико-химической неоднородностью среды, не является чем-то принципиально новым. Ее в явном виде используют так называемые позонные и зональные методы теплового расчета топочных камер, широко применяемые в котлостроении [4, 5]. Каждый из таких методов (их существует несколько) представляет собой, по существу, грубую версию разностной схемы, упрощенной (по сравнению с исходными уравнениями математической физики) за счет привлечения

эмпирических зависимостей и параметров. Такие упрощения, являющиеся результатом вынужденного инженерного компромисса, позволяют перевести описание отдельных зон в разряд имитационных моделей, удаляя тем самым свойства расчетного метода от его естественного прототипа (разностной схемы) и сближая его с предложенной нами конечномерной структурой.

Элемент новизны нашего предложения заключается в принципиальном различии целей, с которыми производится разбиение топочной камеры на зоны, а различие целей неизбежно должно привести и к различным результатам. Отметим самые общие свойства указанных различий.

Дробление топочного объема в позонном и зональном расчетах осуществляется для повышения точности его численных результатов, и потому количество зон ограничено сверху лишь вычислительными возможностями расчетчика. Для получения описания топки как контролируемой и управляемой структуры, напротив, количественная точность описания не имеет решающего значения, и при выделении отдельных зон приоритет следует отдавать их функциональному назначению и качественным особенностям (например: зона перемешивания и прогрева топлива, зона воспламенения, зона активного горения, зона дожигания, зона охлаждения и т.д.). Следующий важный момент - это возможность учета реакционных характеристик отдельных процессов термохимического превращения, а следовательно и качества сжигаемого топлива при построении математического описания локальных зон топочной камеры, приемлемого как по простоте, так и по адекватности. Для выделенных локальных зон, обладающих достаточной степенью физико-химической однородности, такие описания удается получить в классе обыкновенных нелинейных дифференциальных уравнений с сохранением всех сколько-нибудь существенных особенностей процесса, таких как множественность стационарных состояний (устойчивых и неустойчивых), критические уровни теплонапряженния топочного объема, соответствующие срывам факела [6], и т. п.

Вопрос о достаточности степени физико-химической однородности среды (в пределах выделенной зоны) тесно связан с вопросом о требуемой точности имитационного моделирования и вряд ли может быть отнесен к числу принципиальных. В самом деле, с одной стороны, при имитационном моделировании всегда имеется возможность ввести в модель параметры, уточняемые с помощью эксперимента, и, таким образом, повышающие точность модели, а с другой стороны, если модель предполагается использовать для синтеза контролирующих и управляющих структур с обратными связями, то последние, как известно, своим действием ослабляют влияние не только внешних возмущений, но и ошибок самой модели.

Методика деления объема топочной камеры на зоны, согласно вышеуказанным принципам, может быть построена на основе использования теоретической модели проточного реактора идеального перемешивания без теплоотвода через стенку с учетом кинетического сопротивления горению [8]. Данная модель предполагает отсутствие градиента концентрации как по горючему, так и по окислителю, что исключает диффузионное сопротивление горению. При реализации такого подхода объем топочной камеры динамически разбивается в вертикальном и горизонтальном направлении на последовательные цепочки объемных и поверхностных зон меньшего размера. Размеры зон определяются по значению величины контролируемого параметра, определяющего достаточную степень физико-химической однородности среды в пределах выделенной зоны (например, доля испаренной влаги топлива, доля выделившихся и сгоревших летучих веществ, доля нелетучего коксового

остатка и т.д.) при совместном решении задач позонной оценки степени выгорания топлива и трехмерного зонального моделирования теплообмена. В свою очередь, физико-химическая однородность топочной среды определяется параметрами среды на входе и на выходе из зоны, а также в большей степени индивидуальными для каждой марки топлива кинетическими характеристиками отдельно взятых этапов, составляющих процесс горения. В общем случае для N звеньев такой цепочки выходные параметры среды определяются по следующим зависимостям: п—1

Тп = То + Е 0I Р(Т|+1), (1)

I=0

п—1

0п = 00 П(1 — в(Т|+1)), п = 1,...,N, (2)

I=0

т+п т' т' п'

X аиТI- + — 01(1 Т/ч + Еак,уЕу ( — ) +

1=1 ¿=1 ¿=1 ¿=1

+ в ]Врй? +ЕУо],тСо^о,г = 0,

т+п п'

X ау Т4 + Е а кцРу ( — (у )+ у ( — (у )= ° у = т, (3) 1=1 1=1

где ау = со • ату • Еу - коэффициенты радиационного обмена; со - коэффициент излучения; ату - степень черноты у -й зоны; т, п - число объемных и поверхностных зон в излучающей системе; т', п' - число соседних по отношению к у -й зоне объемных и поверхностных зон; Уу - расход топочной среды при

температуре I -й зоны; ак,у - коэффициент теплоотдачи конвекцией между

объемной у -й зоной и поверхностной I -й зоной; Еу - площадь соприкосновения

объемной и поверхностной I -й и у -й зон; в у - степень выгорания топлива; Вр -

масса топлива поступающего в у -ю зону; Уоу,г - приток компоненты г (топливо,

воздух, продукты сгорания и т.п.) с известной температурой (ог извне в у -ю зону

топки; сог - средняя теплоемкость компонента г при температуре (ог ; К у -

коэффициент теплопередачи от верхнего слоя отложений к пароводяной смеси в поверхностях нагрева; Еу - площадь поверхностной у -й зоны; (п - температура

пароводяной смеси; Т - температура газообразных продуктов сгорания; 0 -приведенная теплотворность среды («химическое» теплосодержание);

в = ( — Кр11 (х ) = —к—1 — относительная степень термохимического

превращения топлива; Кр =( 1 — (ур + Ар + Ур )/100) - доля кокса в рабочей

массе топлива с влажностью Wp, зольностью Ар и выходом летучих веществ Ур ; ¿1 (х) - интегральная функция, учитывающая соотношение начальных и текущих размеров наиболее крупных угольных частиц, а также скорость реакции горения и ее

© Проблемы энергетики, 2009, № 1-2

кинетические параметры [5]; т - время пребывания реакционной смеси в i -й зоне топочного объема; k = k0exp(-E/RT) - константа скорости реакции; k0, E -кинетические характеристики реакции (предэкспоненциальный множитель и энергия активации); R - универсальная газовая постоянная.

Характер последовательностей (1) и (2) определяется параметром ß, значения которого изменяются в диапазоне[0; 1], причем зависимость (1) является монотонно возрастающей, а (2) - монотонно убывающей, и обе последовательности ограничены и имеют пределы:

lim TN = T0 + 00, lim 0N = 0, (4)

N^o N^o

характерные для случая полного протекания физико-химической реакции (например, выгорания топлива).

При многоярусном расположении горелок время пребывания в топке топлива, введенного через ярусы, различно. Если расстояние между ярусами достаточно велико и ярусы горелок рассматриваются как самостоятельные вводы топлива, то таким различием пренебрегать нельзя [6]. Для каждой i -той зоны с вводом топлива и воздуха время пребывания частиц топлива в зоне определяется по выражению

Vi 273

т i =-П---, (5)

n т f

uri XBi i=1

где Vi - физический объем зоны, м3; иг|- - суммарный объем (с учетом предыдущих зон) газообразных продуктов сгорания в i -й зоне при нормальных условиях, м3/кг; Bi - расход топлива, поданного в i -ю зону через горелочное устройство; T" -температура газов на выходе из зоны, К.

Для упрощения расчетов зоны с подачей топлива объединены в единую зону максимального тепловыделения. Для любого k -го ввода топлива время пребывания в объединенной зоне максимального тепловыделения определяется длительностью

m

прохождения через зоны от k до m , где m - общее число вводов топлива: т = X тi .

i=k

В качестве базовой методики расчета теплообмена в данной работе использовалась методика ВТИ [6], позволяющая выполнять трехмерный зональный расчет теплообмена в топочных камерах пылеугольных котлов. Расчет температур продуктов сгорания для каждой получаемой объемной и поверхностной зон осуществляются путем решения системы нелинейных балансовых уравнений. Совместное использование расчетных методик трехмерного зонального моделирования теплообмена и динамики выгорания пылевидного твердого топлива позволило выполнить аналитические исследования рабочих процессов топочных устройств большого класса пылеугольных котлоагрегатов (КВТК-100, БКЗ-75-90, БКЗ-320-140, БКЗ-420-140, БКЗ-500-140, БКЗ-640-140, ПК-38, ТПП-804, П-57, П-67) при сжигании углей различных месторождений (иша-бродинского, назаровского, березовского, кузнецкого, экибастузского). При определении необходимого объема расчетов топочной камеры для каждого из вышеперечисленных котлов и углей исходили из необходимости определения зависимости степени выгорания по зонам топки от следующих основных факторов: температуры в зоне, значения коэффициента избытка воздуха (концентрации кислорода), тонины помола и

времени пребывания топлива в зоне. В качестве контрольного принято сечение на выходе из соответствующей зоны.

Для получения зависимости степени выгорания от коэффициента избытка воздуха последний варьировался в диапазоне ат = 1,05 - 1,6. При этом в ряде расчетов

одновременно изменялось заданное значение теплоты сгорания Qр таким образом, чтобы скомпенсировать изменение температуры газов. Для оценки влияния только температуры газов в зонах варьировалось значение Qр в пределах ±20% от проектного. Тонина помола Я90 для экибастузского угля изменялась в пределах от 12 до 18%, для кузнецкого - 20-50%, для канско-ачинских углей - 40-60%. Таким образом, был охвачен практически весь диапазон эксплуатационных изменений рассматриваемых режимных факторов.

Для определения влияния времени пребывания топлива в зоне расчеты проводились на нагрузках работы котла от 30 до 100% номинальной. Для анализа получаемых результатов расчета в данной работе введено понятие приведенной доли выгорания топлива в каждой зоне Лрпр, под которой понимается отношение

количества топлива, сгоревшего в данной зоне, к количеству топлива, поступившего в нее (как через горелочные устройства, так и из предыдущей зоны). Связь между АРПрг- и изменением степени выгорания в произвольной г -той зоне (Лрг-)

определяется соотношением [5]

Л$1Вт (6) ЛРпр1 = —-, (6)

X В1 - вг-1Вт

г=1

где Вт - общий расход топлива, поступившего в топочную камеру; Вг - расход топлива, поступившего через горелки в зоны топки от первой до г -й. Для первой зоны величины вг-1 = 0 и Двпр1 = Д$1Вт/В1 .

На основании результатов расчетов получены зависимости приведенной доли выгорания во всех зонах от температуры газов и коэффициента избытка воздуха на выходе из зоны, а также от тонины помола для всех перечисленных выше топлив. В качестве примера на рис. 1 показаны графики указанных зависимостей для зоны активного горения (зоны 1-4) с вводом топлива и воздуха. На рис. 2 приведены те же зависимости для зоны охлаждения (без ввода топлива), расположенной непосредственно над зоной верхнего яруса горелок.

Графики зависимости Лрпр от коэффициента избытка воздуха на выходе из

зон с вводом топлива и воздуха носят характер «кривой с насыщением». Начиная с определенного значения коэффициента избытка воздуха (ат = 1,3), приведенная доля выгорания практически не изменяется.

Это объясняется тем, что средняя концентрация кислорода в рассматриваемых зонах велика: в них через горелки поступает топливо и вторичный воздух. При а"т > 1,3 режим горения определяется в основном температурой газообразных продуктов сгорания. Зависимость Лрпр от

температуры и тонины помола (остатка на сите Я90) близка к линейной в рассматриваемой области. © Проблемы энергетики, 2009, № 1-2

АР

пр 0,9

0,8

0,7

а)

АР

1

пр 0,88

0,76

0,64

_2— 5 л

л

___——< >

о

АР

1,05 1,2 1,35 1,5 а" 1150 1275 1400 1525 3", °С

б)

Ч д- —А-5 1 й й-ы

-1

22,5

40

57,5

Л

90

в)

Рис. 1. Зависимость изменения приведенной степени выгорания топлива от коэффициента избытка воздуха при = 1350 °С (а), температуры газов на выходе из зоны при а" = 1,25 (б) и тонины помола угля (в) для зон с вводом топлива: □ - березовский уголь, 1-й ярус горелок котла П-67; 0 - березовский уголь, 4-й ярус горелок котла П-67; Д - кузнецкий уголь, 1-й ярус горелок котла Т1II1-804; х - кузнецкий уголь, 4-й ярус горелок котла Т1II1-804; о - экибастузский уголь,

4-й ярус горелок котла П-57

0,66 АР пр

0,44

0,22

1,15 1,3 а)

1,45

0,6 АР пр

0,4 0,2

0

1150

1275

_ 1_в- --в

-в

1400

б)

1525 9',°С

5

0

1

в)

Рис. 2. Зависимость изменения приведенной степени выгорания топлива от коэффициента избытка воздуха при = 1350 °С (а), температуры газов на выходе из зоны при а" = 1,25 (б) и тонины помола угля (в) для зон без ввода топлива: □ - березовский уголь, 5 м от верхнего яруса горелок котла П-67; 0 - березовский уголь, 12 м от верхнего яруса горелок котла П-67; Д - кузнецкий уголь, 5 м от верхнего яруса горелок котла 'I III1-804; х - кузнецкий уголь, 12 м от верхнего яруса горелок котла ТШ1-804; о - экибастузский уголь, 5 м от верхнего яруса горелок котла П-57

Следует отметить, что у многих котельных агрегатов в каждый из горелочных ярусов вводится одинаковое количество топлива и воздуха, что приводит к некоторому снижению приведенной доли выгорания в соответствующих зонах. Это объясняется тем, что в каждую последующую зону, наряду со свежим топливом, поступает из предыдущей зоны недогоревшее топливо, состоящее, в основном, из крупных частиц. Характер рассматриваемых выше зависимостей для зон топочной камеры без ввода топлива (рис. 2) несколько иной. График зависимости Лрпр от коэффициента избытка воздуха

близок к линейной зависимости. Влияние температуры на Лрпр по мере перехода

к зонам, более удаленным от горелок, ослабляется. В эти зоны попадают крупные недогоревшие частицы и их догорание определяется, в основном, концентрацией кислорода.

Угрубление помола угля приводит к значительному ухудшению выгорания во всех зонах. Графики зависимости приведенной доли выгорания от остатка на сите Я90 для двух значений коэффициента избытка воздуха (рис. 2) представляют прямые с примерно одинаковым углом наклона.

Поскольку влияние времени пребывания топлива в зонах с вводом топлива на величину Лрпр существенно нелинейно, производится усреднение не т^, а

поправки на отклонение времени пребывания топлива каждого ввода в объединенной зоне максимального тепловыделения от эталонного значения т 0 .

Для построения имитационной динамической модели контроля и управления топочной камерой котельного агрегата с учетом процесса горения полученные массивы расчетных зависимостей приведенной доли выгорания в каждой зоне от эксплуатационных факторов затем были обобщены и аппроксимированы следующими алгебраическими уравнениями.

Для объединенной зоны максимального тепловыделения аппроксимирующее уравнение имеет вид

ЛРпр = к 0 + к 1

1 - ехр

— I

г 0,21

0,21--

и

V а У

0,03

+ к 2 3"-к 3 Я90 +

1 т

+ — к4 - ехР (- Ь (тк -т0 т к=1

где к0, к1, к2, к?, к4, я, Ь - аналитические коэффициенты, зависящие от элементного состава на рабочую массу сжигаемого топлива: О - содержание кислорода, %; С - содержание углерода, %; Н - содержание водорода, %.

0,04

к0 = 0,9675--; к1 = 0,1275 -1,543 (Н/С);

(О/С )

к2 = 6,478(О/С )-0,6135;

к3 = 1,313(Я/С)-32,07 ; к4

т 0 = 1,2464 (Я/ С )20'53; а = -959,31 +15447,7 ( Я/ С );

( О1С )

-1,194 + 21,37 (О/С )

Ь = 2,367 - 6,329 ( О/С ).

Для зон без ввода топлива, расположенных выше зоны максимального тепловыделения, аппроксимирующее уравнение имеет вид

ЛРпр = к 0 г + к 1 г

0,21 -

0,21 ^

+ к 2 г к 3 гЯ90 +

а У

+ к4г (1 - ехР(- С,- (т - Т 0 ^ ) ,

(8)

где к0,, к 1,, к2,, к3,, к4,, с, - аналитические коэффициенты, зависящие от элементного состава сжигаемого топлива и от относительной высоты расположения среднего сечения зоны от низа топки (И1/Нт ).

' (О/С) '

к 0 г =

0,09 + 0,803(О/С )

(О/С )

^ С и л

0,123 + 0,835(О/С )У

V Н т У

'1 г

к 2 г =

к 3 г =

9,618

-1,697 -

0,954 (О/С)

0,424

^ ' и Л

ч

\ /

77,71 - 1106,3(Н/С )

V Нт У

(О/С ) (Я/ С)

- 2,585 + -

0,645 (О/С )

V Н т У

- 0,709 +11,22 (Я/С )

© Проблемы энергетики, 2009, № 1-2

- 0,123(Я/С) " - 0,081 + (Я/ С )

V Н т У

1

щ

к4, = (0,3475 - 0,566 (О/ С ))-(0,553 - 1,338 (О/ С ))

V Н т

с , = (4,415 + 4,631(О/С ))- (2,1 - 20,07(О ¡С ))■

V Н т У

В соответствии с рекомендациями [11] входными координатами динамической модели топочной камеры являются изменения расходов воздуха, топлива, доля рециркуляции дымовых газов и т.д. Результирующими координатами являются отклонения расхода газов и температуры на выходе из топки, а также тепловые потоки к поверхностям нагрева в каждой выделенной зоне топки. Коэффициенты передачи между входными и выходными координатами модели определяются двумя зональными расчетами с вычислением соответствующих разностей. Расчеты зон топки выполняются последовательно в соответствии с рекомендациями [4, 5] с учетом уравнений (6-8). Расчеты проводятся итерационным методом Ньютона-Рафсона [9]. По предварительно заданным значениям степени выгорания в зонах определяются коэффициенты избытка воздуха, объемы продуктов сгорания и температуры на выходе из зоны. Затем по формулам (7) и (8) уточняется значение ДРПр,-, а с учетом формулы (6) и

АР;. Затем определяется уточненное значение температуры на выходе из зоны в соответствии с [5]. Итерации продолжаются до достижения заданной сходимости температур (принималась равной 0,1 °С) на выходе из зоны, после чего определяется тепловой поток к поверхности нагрева в зоне.

В качестве примера ниже приводятся результаты расчета топочной камеры котла П-67 на березовском угле, выполненные с помощью разработанной имитационной модели, при работе на различных нагрузках. Полученные данные свидетельствуют о том, что значение ДРПр в зонах при снижении нагрузки растет,

несмотря на значительное уменьшении температуры газов, что хорошо согласуется с результатами экспериментальных исследований [10]. Снижение нагрузки приводит к увеличению времени пребывания частиц в зоне, что является причиной увеличения степени выгорания.

Расчетные зависимости изменения времени пребывания, температуры газов и поправки на степень выгорания по зонам от нагрузки работы котельного агрегата показаны на рис. 3. Причем полученные результаты показывают удовлетворительную сходимость с данными экспериментальных исследований, что подтверждает надежность предлагаемого расчетного подхода по оценке динамики выгорания топлива на основе комплексного термического анализа угля и зонального моделирования теплообмена в топочной камере котельного агрегата. Этот метод учитывает не только режимные параметры рабочих процессов топочных устройств, такие как тонина помола, коэффициент избытка воздуха, нагрузка, высота размещения факела и доля воздуха, подаваемого в виде вторичного и третичного дутья, но и индивидуальные особенности качества сжигаемого топлива, посредством учета реакционной способности отдельных этапов термохимического превращения угля.

в)

Рис. 3. Зависимость изменения времени пребывания топлива (а), температуры газов на выходе из зоны (б) и поправки на степень выгорания (в) от нагрузки котла: □ - объединенная зона максимального тепловыделения (зоны 1-4); 0 - зона 5; Д - зона 6; х - зона 7; о - зона 8; * - зона 9

Выводы

Наряду с возможностью построения тренажерных комплексов по решению оперативных задач управления рабочими процессами топочных устройств, данный подход позволяет эффективно решать задачи управления (от выбора целей до синтеза управляющих структур) этими процессами, а также может быть использован при выполнении проектных и наладочных работ, связанных с реконструкцией и модернизацией существующего оборудования, при переводе котлов на сжигание нового топлива. Определенную помощь этот метод может оказать и эксплуатационному персоналу для оценки последствий ведения того или иного режима горения, в том числе для решения задач оптимизации топочных процессов в зависимости от выбранных приоритетов (минимизация потерь тепла с механическим недожогом топлива, уменьшение выбросов вредных веществ и т.д.).

Summary

Here has been considered the method of approach to the mission of imitational modeling and the control of the furnace on a coal powder, which takes into consideration the process of combustion of the fuel. Here was adduced the imitational dynamical model and the comparative results of the calculations for several furnaces by combustion different types of coals.

Литература

1. Чеховой Ю.Н., Повещенко Г.П., Барбышев Б.Н. Учет влияния тепловой нагрузки топки в упрощенной математической модели горения // Энергетика и электрификация. 1989. №3. С. 23-25.

2. Шатиль А.А., Скрипкова Е.Я. К расчету топок пылеугольных котлов // Теплоэнергетика. 1993. №9. С.17-20.

3. Котлер В.Р. Усовершенствованная методика расчета выгорания топлива в пылеугольных котлах // Теплоэнергетика. 1992. №3. С. 72-76.

4. Абрютин А.А., Карасина Э.С., Лившиц Б.Н., Шнирман А., Чудновский Б. Развитие метода и программы трехмерного зонального расчета теплообмена в топочных камерах пылеугольных котлов // Теплоэнергетика. 1998. №6. С. 20-24.

5. Проектирование топок с твердым шлакоудалением: руководящие указания и дополнения к нормативному методу теплового расчета котельных агрегатов / Под ред. В.В. Митора, Ю.Л. Маршака. Л.: ЦКТИ, 1981. 118 с.

6. Boiko, E.A. Research on kinetics of the thermal processing of brown coals of various oxidative ageing degree using the non-isothermal methods // Thermochimica Acta. 2000. №348. P. 97-104.

7. Расчетное исследование режимов работы топочной камеры парового котла к энергоблоку 800 МВт / В.В. Митор, С.Г. Шагалова, Д.И. Паршиков [и др.] // Теплоэнергетика. 1981. №2. С. 39-43.

8. Бойко Е.А., Шишканов О.Г. Комплексный подход к оценке эффективности технических решений энергетического использования канско-ачинских углей // Изв. Вузов. Энергетика. 1999. №5. С. 71-79.

9. Каханер Д., Моулер К., Нэш С. Численные методы и программное обеспечение. М.: Мир, 2001. 575 с.

10. Изучение структуры факела котла П-67 и совершенствование организации топочного процесса / В.Н. Верзаков, В.Г. Мещеряков, С.В. Срывков [и др.] // Электрические станции. 1992. №11. С. 14-22.

11. Дорощук В.Е., Рубин В.В. Нормативный метод расчета динамических характеристик блочных установок с прямоточными котлами. М.: Энергия, 1979. 569 с.

Поступила в редакцию 6 июня 2008 г

Бойко Евгений Анатольевич - канд. техн. наук, доцент Сибирского федерального университета, г. Красноярск. Тел. 8 (3912) 91-27-56. E-mail: boiko@krgtu.ru.

Ровенский Дмитрий Петрович - аспирант Сибирского федерального университета, г. Красноярск. Тел. 8 (3912) 32-93-15. E-mail: DmitrivRovenskiv@mail.ru.