CC BY
113
УДК 536.24:662.92
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ И АНАЛИЗ ЭФФЕКТИВНОСТИ УТИЛИЗАЦИИ ТЕПЛОТЫ В ТОПЛИВНЫХ ПЕЧАХ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕКУПЕРАТОРОВ*
Часть 2
Докт. техн. наук, проф. СОРОКА Б. С., канд. техн. наук ЗГУРСКИЙ В. А., асп. ВОРОБЬЕВ Н. В.
Институт газа НАН Украины
В [1] рассмотрен современный метод определения эффективности использования топлива в высокотемпературных агрегатах (промышленных печах). Оценивается роль утилизации теплоты уходящих продуктов сгорания на выходе из печи с целью экономии природного газа и его замены альтернативным газовым топливом. Представлены эффективные теплоути-лизирующие устройства для высокотемпературных агрегатов и примеры использования утилизаторов теплоты в различных технологических схемах, в том числе в процессах газификации биомассы.
Настоящая статья посвящена анализу различных факторов, влияющих на теплообмен в высокотемпературных теплообменных аппаратах, и созданию новых конструкций высокоэффективных рекуператоров.
Факторы, влияющие на теплообмен. Очевидно, что необходимость увеличения общего потока теплоты, передаваемого к «вторичному» теплоносителю, может быть обеспечена тремя путями: 1) за счет увеличения интенсивности теплопередачи; 2) путем развития поверхности теплообмена; 3) путем повышения температурного напора между потоками внешнего (греющего) и внутреннего («вторичного», в трубах) теплоносителей ATf = Tut - Tin. Для оценки влияния отдельных факторов теплообмена и их
сочетания на результирующий перенос теплоты Q через поверхность теплообмена в трубчатых теплообменниках используем простое выражение с принятием некоторых условных параметров при условии пренебрежения термическим сопротивлением стенок труб, их толщиной и формой
Q = k ATefF = ^0^ (Tout - Tn ) F, (1)
a ,+a.
out n
где Fin ~ Fout ~ F - поверхность теплообмена; aout, an - коэффициенты теплоотдачи от внешнего (продуктов сгорания) потока к трубам и внутри труб, от их стенок к воздушному потоку соответственно:
aout ttout,conv + 0,out,rad ttout,conv + aosf С + Tw2)(Tout+Tw). (2)
Индексы «conv», «rad» - для конвективной и лучистой составляющей теплоотдачи.
Для высокотемпературных рекуператоров вклад конвективной составляющей теплоотдачи от продуктов сгорания уступает радиационной со-
* О к о н ч а н и е. Начало см. «Энергетика» № 3/2013.
ставляющей, рост которой (-Т4), естественно, при любом уровне турбу-лизации потока потенциально опережает увеличение конвекции (~Т). На практике лучистая составляющая теплоотдачи для конвективных рекуператоров, например в форме трубчатых секций, обычно существенна для первых рядов труб, когда характерным размером излучающего объема является эквивалентный размер дымового канала. Для последующих рядов эквивалентный размер для потока газового излучения определяется продольным и поперечным шагами размещения труб, что наряду с падением температуры потока продуктов сгорания по мере удаления от входа в рекуператор уменьшает долю лучистой составляющей в суммарной теплоотдаче к стенкам труб со стороны потока продуктов сгорания.
В радиационных рекуператорах, где канал движения продуктов сгорания имеет значительный размер по всей длине (высоте) теплообменной (приемной) поверхности, излучение представляет основную составляющую в потоке теплоты от продуктов сгорания к приемным поверхностям. Как правило, радиационные рекуператоры используют в печах различного назначения, где температура продуктов сгорания на входе в рекуператор (выходе из печи) составляет 1300-1700 К [2, 3], что обусловливает высокие требования к термостойкости металлических поверхностей теплообмена в рекуператоре.
Рассмотрим последовательно влияние перечисленных факторов на изменение характеристик трубчатого рекуперативного теплообменника.
Влияние коэффициентов теплоотдачи août, an Для трубчатых рекуператоров в условиях высокотемпературного теплообмена, как правило, лимитирующей составляющей в результирующий теплопередаче является внутренний теплообмен (агп). Если полагать внешний коэффициент теплоотдачи août неизменным, то можно показать, что наиболее эффективным является интенсификация внутреннего теплообмена в пределах соотношения a = an/août G {0; 2-4} и, прежде всего, в наиболее реальной для высокотемпературных рекуператоров области: a g {0; 1} (рис. 1).
Рис. 1. Влияние относительной интенсивности внутреннего теплообмена (an) на результирующий коэффициент теплопередачи к в относительной форме:
1 - к/aout; 2- k/an
Совместное влияние интенсивности внешнего aout и внутреннего an теплообмена изучали методом CFD-моделирования (Computational Fluid Dynamics) при сопоставлении характеристик нагрева вторичного теплоно-
сителя (воздушного потока) в условиях продольного течения в трубе, поперечно обтекаемой первичным (внешним) потоком продуктов сгорания с неизменной по длине (высоте) трубы температурой Tout = Tfi = Тср теплоносителя (рис. 2).
С использованием CFD-моделирования проведены расчетно-теорети-ческие исследования теплообмена в системе «продукты сгорания, поперечно обтекающие трубу - теплообменная труба - воздушный поток внутри трубы». При этом рассматривали различные схемы воздушного канала: гладкая труба - BD, труба с внутренними радиальными ребрами в форме крестообразной вставки - MD (рис. 2). Расчеты проводили при граничных условиях 3-го рода в системе «поток продуктов сгорания с температурой Tfi - цилиндрическая труба диаметром dt,out/5t = 90^4,5 мм длиной 1 м - поток воздуха, движущийся вдоль трубы».
а б
Продукты сгорания (СР)
Ti = Tc
1 a, en
Воздух
Рис. 2. Теплообменные поверхности, используемые для сравнительных расчетов рекуперативных секций: а - гладкая труба (базовая конструкция) - ББ; б - труба с крестообразной вставкой (модернизированная конструкция) - МБ
На рис. 3, 4 по результатам CFD-моделирования представлено изменение характерных температурных показателей нагрева воздушного потока в трубе в условиях изменения температуры греющего теплоносителя Tfl = var. Для рис. 3: теплообменная труба dtout/5t = 90^4,5 мм; массовый расход воздуха m a = 0,062 кг/с = const; начальная температура воздуха Ta,en = 300 K. Для рис. 4: начальная температура воздуха Ta,en = 300 K.
Т«,, К a Tw , К б
1400
1200 1000 800 600
1300 Т, К 1500
900
1100
1300 Tf, К 1500
700
900
1100
1300 Tf, К 1500
Рис. 3. Зависимость основных температурных характеристик трубы рекуператора (теплообменной трубы) от температуры омывающих продуктов сгорания (дымовых газов) Та : а - температура подогрева воздуха на выходе из трубы Та,ех, К; б - средняя температура стенки , К; в - разница температур 5 Тп а = Тп - Таех
между стенкой и воздушным потоком; тип трубы: 1 - ББ; 2 - MD
АТаех (Таех)мП — (Та,ех)ЕО, К 160
700
900
1100
1300 Т, К 1500
ЬТ^ ( )еП — ( )мП, К 160 т
700
900
1100
1300 Та, К 1500
Рис. 4. Зависимость основных температурных преимуществ модернизированной теплообменной трубы (МП) по сравнению с гладкой трубой (ЕП) от температуры омывающих продуктов сгорания (дымовых газов) Т/г: а - увеличение температуры подогрева воздуха ЪТа,еХ, б - уменьшение средней температуры стенки 8Тп
а
Вследствие опережающего возрастания лучистого потока при повышении температуры продуктов сгорания по сравнению с возможностями теп-лосъема внутри трубы при росте Та наблюдается прогрессивное повышение температуры стенки (Т, Т^шах):
д2 Т _
дТ2
а
> 0.
(3)
Это явление характерно как для гладкой теплообменной трубы (ЕВ), так и для трубы со вставками (МП). Однако в первом случае значения температур Т и скоростей их изменения выше, чем во втором:
Т ) ЕВ >Т )м
Г дТ >
\дТп
\ а У ЕВ
>
Г дТ >
дТп
\ У МП
(4)
(5)
Что касается температуры подогрева воздуха Та,ех, то здесь наблюдается связь этой характеристики с Т/г, противоположная указанной в рассматриваемой области температур: 700 К < Та < 1400 К:
а также
и даже
(Та ,ех )мО > (Та ,ех
(дТ >
а,ех
дТп
\ а Умо
>
(дТ >
а,ех
\ а УЕВ
(6)
(7)
д 2Т
дТ2
\ а умо
д Х,ех дТ2
а Уев
Мерой теплосъема служит плотность теплового потока д по каждой стороне теплообменной поверхности аппарата, а полный передаваемый тепловой поток (теплосъем в теплообменном аппарате О) определяется произведением
с учетом слабого различия внутренней Fin и внешней Fout теплообменных поверхностей, а также стационарного режима их работы. В свою очередь
где р^ - массовый поток теплоносителя около теплопередающей поверхности, к которой (от которой) теплоноситель передает (воспринимает) тепловой поток; АТ = Та - Т„ - температурный напор «теплоноситель - тепло-передающая поверхность».
В выражениях (9) и (10) число Стантона - единственный интенсивный фактор, что предопределяет первостепенную значимость взаимной ориентации потоков (внутреннего и внешнего) по отношению к теплообменной стенке, использование различных методов интенсификации внутреннего и внешнего теплообмена (путем установки вдоль трактов теплоносителей различных турбулизаторов) путем рациональной компоновки и выбора характерных размеров соответствующих каналов.
На рис. 5, 6 представлены расчетная и опытная зависимости от Та преимуществ секции МО: в росте температуры подогрева воздуха ЬТа,вх = = (Та,ех)мо - (Та,ех)во, в сближении температур стенок трубы (их среднего значения Т) и подогрева воздуха Та,ех. Здесь приняты следующие обозначения с соответствующими индексами (МО, ВО):
Q — qinFin — qoutFout ~ qF
(9)
q — StpwAT,
(10)
(12)
(11)
140
Эксперимент л.
100
120
40
20
80
60
0
700 800 900 1000 1100 1200 1300
Tfl, К
Рис. 5. Зависимость разности температур (Taex )BD - (Ta ex )
от температуры продуктов сгорания в топочной камере А массовый расход воздуха гпа = 0,062 кг/с; начальная температура воздуха Та,еп = 300 К; расчетная область анализируемых функций затемнена
250 -л 200 150 100 50
CFD-расчет
700 800 900 1000 1100 1200 1300
Tfl, К
Рис. 6. Зависимость разности температурных напоров внутри трубы
8Tw_a = (Т^ - Ta ex )BD - (Tw - Ta ex )md от температуры проДуктов сгорания
в топочной камере Tfi: массовый расход воздуха ma = 0,062 кг/с;
начальная температура воздуха Ta,en = 300 К; расчетная область анализируемых функций затемнена
При сопоставлении расчетных и экспериментальных данных для базовой гладкотрубной конструкции теплообменника (BD) с конструкцией со вставками в виде четырех радиальных ребер («крест») (MD) установлено монотонное повышение во втором случае температуры подогрева воздуха 5Ta,ex = (Ta,ex)MD - (Ta,ex)BD при росте температуры внешнего теплоносителя Tout = Tfi (рис. 5). Отметим также, что здесь данные CFD-моделирования получены для продуктов сгорания с различной степенью черноты (s = = 0,3; 1,0) и образуют расчетную область значений прироста 5Ta,ex, которая сопоставлена с экспериментальными результатами. Установлено удовлетворительное совпадение экспериментальных данных с областью расчетных величин прироста bTa,ex-
Качественно такой же характер имеет зависимость разности температур «стенка трубы - воздушный поток» от температуры Tfi в «опытной топке» (рис. 6). Сходство характера различий определяющих температур в секциях MD и BD между расчетами и экспериментом подтверждается сопоставлением полученных опытных данных нагрева воздушного потока в рекуперативных секциях MD и BD с результатами CFD-моделирования теплообмена в одиночных трубах, обтекаемых поперечным потоком продуктов сгорания.
Анализ приведенных данных позволяет сделать следующие выводы.
Преимущества конструкции MD по сравнению с BD с точки зрения повышения температуры подогрева воздуха Ta,ex и сближения температур воздуха и стенок труб:
• при увеличении температуры продуктов сгорания Tfl перед рекуператором (в топочной камере, в печи);
• на начальных этапах нагрева воздушного потока в большей степени, чем на завершающих, т. е. каждый последующий градус повышения Ta,ex и STw-a достигается сложнее, чем предыдущий.
Влияние поверхности теплообмена. Задача повышения характеристик рекуператора (температуры подогрева воздуха горения Ta,ex и переданного
вторичному теплоносителю теплового потока Q) является неизменно актуальной и решается она, как правило, увеличением теплообменной поверхности. Однако способ реализации этого приема имеет большое количественное влияние на производимый эффект.
На рис. 7 представлено влияние развития теплообменной поверхности
(относительной ее площади 17 ) на изменение температуры подогрева воздуха Та,вх в рекуператоре колпаковой печи по данным [4] (кривая 1), где конструкция рекуператора не приводится. Современные колпаковые отжигательные печи оборудованы высокоэффективными индивидуальными рекуператорами для каждой из горелок либо централизованным рекуператором. Рассматриваемый процесс относится к числу низко- и среднетемпера-турных процессов термообработки (840-880 К) [5], хотя при многообразии процессов отжига стали (темного, светлого, сфероидального) и других процессов термообработки следует говорить об уровне рабочих температур до 1400 К [6]. Максимальная температура подогрева воздуха 730 К, средняя температура воздуха в процессе отжига 630 К или несколько ниже. В этих условиях потери энергии с уходящими газами за рекуператором составляют ~28 % [4].
11, %
Рис. 7. Зависимость температуры подогрева воздуха Та ,ех от относительной величины теплообменной поверхности рекуператора 1:1 - кривая по данным [4];
2, ▲ - точки по полученным расчетам для радиационного рекуператора РРД при увеличении поверхности через изменение высоты рекуператора Н;
3, • - по полученным расчетам для радиационного рекуператора РРД (рис. 8)
при воздействии на поверхность путем изменения диаметров теплообменных поверхностей;
4, ■ - по полученным расчетам для радиационного рекуператора с односторонним
обогревом при воздействии на поверхность путем изменения высоты рекуператора Н
Дальнейшее увеличение температуры подогрева воздуха до 900 К для рассматриваемой технологии обеспечивает дополнительное сокращение расхода природного газа на 11 %, однако требует существенного увеличения теплообменной поверхности рекуператора [4].
Результаты [4] сопоставлены с полученными авторами данными. На соответствующую кривую (рис. 7) нанесены результаты экспериментальных расчетов по влиянию 1 на Та,ех при варьировании характерных размеров радиационного рекуператора новой оригинальной конструкции РРД (рекуператор радиационный двухходовой) для печей машиностроения, пред-
ложенного в [7] (рис. 8). Изменение F = n(D2 + D3 + D4 )H / F0 (где Fo - теп-лообменная поверхность базовой конструкции) обеспечивалось в одном случае изменением высоты H, в другом -величиной диаметров теплообменных поверхностей с фиксированными соотношениями D4/D3 = const, D4/D2 = const. Анализ представленных зависимостей показывает, что для радиационного рекуператора увеличение теплообменной поверхности путем изменения высоты является более эффективным, чем увеличение диаметров теплообменных поверхностей.
Также на рис. 7 нанесены расчетные точки для радиационного рекуператора с односторонним обогревом типа традиционного щелевого рекуператора (кривая 4) с прямоточным движением продуктов сгорания и нагреваемого воздушного потока [8]. Как видно из рис. 7, предложенный авторами высокоэффективный рекуператор РРД дает возможность увеличения температуры подогрева воздуха примерно в два раза по сравнению с классической конструкцией радиационного рекуператора с односторонним обогревом.
При проведении расчетов рекуператора РРД для базовой конструкции (F = 100 %) были выбраны следующие исходные данные - диаметры обечаек: наружный Di = 1,3 м, образующий внутренние кольцевые воздушный и дымовой каналы D2 = 1,24 м, D3 = 0,87 м, D4 = 0,8 м; при этом высота рекуператора и размер воздушного зазора составляли соответственно Н = 3 м; 5 = 0,025 м. Температура продуктов сгорания и воздуха на входе рекуператор Tfi,en = 1173 K; Ta,en = 298 К. Массовые потоки воздуха и продуктов сгорания соответственно: m a = 0,786 кг/с; m^ = 0,825 кг/с.
Для классической конструкции радиационного рекуператора с односторонним обогревом по аналогии с рассматриваемой выше конструкцией РРД диаметр наружной обечайки был принят Di = 1,3 м; высота рекуператора и размер воздушного зазора Н = 3 м; 5 = 0,025 м. Массовые потоки воздуха и продуктов сгорания, а также их начальные температуры принимали равными параметрам рекуператора РРД, указанным выше.
Интересно отметить, что оценка роли изменения поверхности для конвективного трубчатого рекуператора путем изменения числа продольных рядов труб (рис. 9) также дает хорошее совпадение с результатами [4] и практически сходное влияние рассматриваемого фактора на изменение подогрева воздушного потока. При проведении упомянутых расчетов в качестве прототипа был принят трубчатый рекуператор с характеристиками,
А-А
Рис. 8. Радиационный рекуператор типа РРД конструкции Института газа НАН Украины
соответствующими рекуператору толкательнои нагревательной печи металлургического комбината DUNAFFER (Дунауйварош, Венгрия) [9]. Температура продуктов сгорания и воздуха на входе в рекуператор была принята соответственно Та^п = 1023 К, Ta,en = 298 К.
Ta,ех, К
900
800 700 600
500
400
50
100 150 200 250
300 350
F, %
Рис. 9. Зависимость температуры подогрева воздуха Ta,ex от относительной величины теплообменной поверхности рекуператора Р:
1 - кривая по данным [4]; 2 - точки по полученным расчетам для конвективного трубчатого рекуператора при увеличении поверхности путем изменения числа продольных рядов труб
0
Влияние температурного напора. Эффективный (в частности средне-логарифмический) температурный напор ДТе/ является функцией начальных и конечных температур внешнего и внутреннего теплоносителей. Он определяется схемой взаимного движения греющего и нагреваемого агентов (прямоток, противоток, смешанный ток) [10]. Для простейшей схемы размещения теплообменных труб в среде с тепловым источником (в топочной камере) с практически равномерной температурой греющих газов (продуктов сгорания) Tout = T/i = idem среднелогарифмический температурный напор может быть представлен в универсальной форме, полученной для схем прямо- и противотока в предположении о неизменности внешней (первичного теплоносителя) температуры по ходу вторичного теплоносителя в трубах Tlen = Tlex = Tfl
T - T a,ex a,en T a ,ex - T a, en
ATmax AT . mm T ln1/1 T 1fl - T a,en - T a,ex
Наиболее эффективным способом повышения температурного напора являются увеличение начальной температуры горячего источника и организация рациональной схемы движения теплоносителей. По мере повышения начальной температуры горячего источника - продуктов сгорания перед рекуператором Tout = Tcp - возрастает коэффициент внешней теплоотдачи aout (к стенкам труб). В случае лимитирующего влияния внутреннего теплообмена (an < aout) возможность увеличения к за счет внешней теплоотдачи aout будет меньше, чем в случае, когда an ~ aout. Таким образом, лимитирующая роль внутренней теплоотдачи при ain < aout влияет на резуль-
тирующую теплопередачу сильнее, чем повышение Tout = Tfl. Благодаря размещению вставок - вторичных излучателей внутри теплообменных труб (конструкция MD) удается обеспечить равные с обычной трубой (конструкция BD) температуры подогрева воздуха Ta,ex при уменьшенных на ~100 К температурах продуктов сгорания перед трубами MD рекуператора [11].
В Ы В О Д Ы
1. Предложен способ интенсификации теплообмена для трубчатых рекуператоров за счет установки вставок - вторичных излучателей внутри труб, обеспечивающий значительное (~100 К) повышение температуры нагреваемого теплоносителя (воздуха) при соответствующем понижении температуры теплообменной поверхности труб. Благодаря использованию трубных вставок удается значительно повысить температурную и химическую стойкость рекуператоров.
2. Выполнен анализ влияния теплообменных факторов: интенсификации теплообмена в трубах рекуператора (рост коэффициентов внутренней и внешней теплоотдачи), увеличения теплообменной поверхности и повышения температурного напора на результирующий тепловой поток. Установлено, что эффект интенсификации теплообмена внутри труб за счет установки вставок - вторичных излучателей, а также преимущества в целом модернизированной конструкции (MD) с вторичными излучателями возрастают по мере повышения температуры уходящих газов на входе в рекуператор. Результатами расчетных и экспериментальных исследований доказан рост температуры нагрева воздуха Ta,ex, снижение температуры стенок труб Tw и разности определяющих температур Tw - Ta. Установлено удовлетворительное совпадение экспериментальных данных, полученных в условиях огневого стенда, а также данных других исследований с областью расчетных значений, найденных авторами при инженерных расчетах, а также при компьютерном CFD-моделировании.
3. Предложена конструкция высокоэффективного радиационного рекуператора РРД с увеличенной теплообменной поверхностью для печей машиностроения, которая позволяет значительно повысить температуру подогрева воздуха, а также существенно (вплоть до двух раз) увеличить теплосъем по сравнению с известными рекуператорами-аналогами. Установлено нелинейное и неоднозначное влияние изменения теплообменной поверхности на теплосъем в рекуператоре. Показано, что в рассматриваемой области геометрий увеличение теплообменной поверхности для радиационного рекуператора путем изменения высоты аппарата является более эффективным приемом, чем увеличение диаметров теплообменных поверхностей.
Л И Т Е Р А Т У Р А
1. С о р о к а, Б. С. Современное состояние и анализ эффективности утилизации теплоты в топливных печах с использованием высокотемпературных рекуператоров. Часть 1. Современные утилизаторы теплоты в процессах использования и производства газового топлива / Б. С. Сорока, Н. В. Воробьев, В. А. Згурский / Энергетика... (Изв. высш. учеб. заведений и энерг. объединений СНГ). - 2013. - № 3. - С. 60-68.
2. O y e l a m i, A. T. Performance Evaluation of Recuperative Heat Exchanger in Rotary Furnace / A. T. Oyelami, S. B. Adejuyigbe, M. A. Waheed // Proceedings of the World Congress on Engineering 2012 WCE 2012, July 4-6, 2012, London, U.K. - 7 p.
3. I n d u s t r i a l Application of Submerged Combustion Melters / L. S. Pioro [et al.]. Kyiv: Fact Publ, 2006. - 240 p. (USA copyright).
4. W e n d t, P. Modernization and efficiency of thermal processing plants / P. Wendt, F. Kuhn // Heat Processing (9). - 2011. - Issue 1. - P. 21-28.
5. Способ отжига рулонов в колпаковой печи: пат. РФ 215104 МПК8 C21D9/663 1999 l М. П. Мишин, А. Ф. Сарычев, С. А. Лебедев [и др.]; заявитель и собственник ООО «Магнитогор. металлург. комб.» - № 97116621/02; заявл. 07.10.1997; опубл. 20.01.1999.
6. T e c h n i c a l data bulletins: Bell type annealing furnaces. - EM EM ENGINEERS. -Режим доступа: http://www.mmfurnaces.com/prod01.htm.
7. Р а д и а ц и о н н ы й рекуператор: заявка на изобрет., Украина, № а 201208213: МПК (2012) F28D 7/00, 7/10 l Б. С. Сорока, П. Шандор, Н. В. Воробьев; заявитель и собственник патента Ин-т газа НАН Украины; заявл. 05.07.2012. - 5 с.
8. Т е п л о т е х н и ч е с к и е расчеты при автоматизированном проектировании нагревательных и термических печей: справ. изд-е // Науч. труды ОАО «Институт стальпро-ект» / В. Л. Гусовский [и др.]; под ред. А. Б. Усачева. - М.: Черметинформация, 1999. - 185 с.
9. С о р о к а, Б. С. Расчет основных характеристик высокотемпературного трубчатого рекуператора при интенсификации теплообмена внутри труб / Б. С. Сорока, Н. В. Воробьев, Р. С. Карабчиевская // Энерготехнологии и ресурсосбережение. - 2011. - № 5. - С. 47-54.
10. Т е п л о в о й расчет котлов (нормативный метод). ВТИ та ЦКТИ - НПО ЦКТИ. -СПб., 1998. - 256 с.
11. К о м п л е к с н ы й анализ рабочего процесса в высокотемпературном рекуператоре // Б. С. Сорока [и др.] // Энерготехнологии и ресурсосбережение. - 2012. - № 4. -С. 71-80.
Поступила 25.10.2012
УДК 620.9:662.638
ОПЫТ СЖИГАНИЯ ФРЕЗЕРНОГО ТОРФА НА ТЕПЛОВЫХ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЯХ*
Докт. техн. наук, проф. ЖИХАР Г. И., магистрант ШЕЛЕПОВА Я. И.
Белорусский национальный технический университет
На тепловых электростанциях Белглавэнерго ранее широко использовался фрезерный торф. В Белорусской энергосистеме в 70-х гг. ХХ ст. 20 % установленной мощности котлов работало на фрезерном торфе [1].
Недостаточное обеспечение Республики Беларусь собственными запасами ископаемого топлива, 82-85 % которого импортируется в страну из одного источника, и стремительный рост цен на нефть и природный газ на мировом рынке вынуждают по-новому взглянуть на решение проблемы обеспечения страны топливно-энергетическими ресурсами. Замещение местными видами топлива и горючими отходами производства импортиру-
* Печатается в порядке обсуждения.
