Підвищення ефективності факельного спалювання низькосортного твердого палива дрібного помелу

Рудь, Олександр Миколайович
Please use this identifier to cite or link to this item: https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/7923
Title:	Підвищення ефективності факельного спалювання низькосортного твердого палива дрібного помелу
Authors:	Беспалько, Сергій Анатолійович Рудь, Олександр Миколайович
Keywords:	низькосортне паливо;факельне спалювання
Issue Date:	30-Jan-2024
Abstract:	У даній роботі зроблений аналіз проблем, що виникають при спалюванні високо вологого та високозольного забаластованого вугілля у котлах на теплових електростанціях. Поданий огляд традиційних і спеціальних топкових конструкцій, що використовуються як в Україні так і за кордоном. Представлена характеристика, технологічні властивості, особливості горіння низькосортного вугілля. У другому розділі досліджено запропоновані варіанти комбінованих схем в яких варіювалися наступні параметри: конструкція пальників, їхня кількість та повітряних сопл; взаємне розташування пальників та сопл; фракційний склад вугільного пилу. Приводяться результати регресійний аналізу експериментальних даних для виявлення факторів, що впливають на втрати q4 У третьому розділі результати чисельного моделювання запропонованого варіанта модернізації показали важливу можливість стійкого спалювання бурого вугілля без підсвічування факела високо реакційним паливом. У четвертому розділі представлені розрахунки ефективності модернізації котла П-57 і ТП-14А. Були розраховані оптимальні розміри помолу вугілля для мінімальних затрат на розмелювання. У п'ятому розділі розглянуто очищення димових газів теплових електростанцій при спалюванні мазутів за даними, представленим ТЕЦ. Зроблений вибір контактних обладнань абсорбера. Представлені математичні моделі процесу очищення, розроблені конструктивні й режимні характеристики протиточного й високошвидкісного апаратів
URI:	https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/7923
Appears in Collections:	144 Теплоенергетика (Теплоенергетика)
Files in This Item:
File	Description	Size	Format
Рудь.pdf Restricted Access		4.14 MB	Adobe PDF	View/Open Request a copy
Show full item record
Extracted text
3 
АНОТАЦІЯ 
На магістерську роботу на тему: "Підвищення ефективності факельного 
спалювання низькосортного твердого палива дрібного помелу». 
Виконавець: ст.гр. мТЕ-88 РУДЬ Олександр Миколайович 
Керівник: к.т.н., доцент Беспалько Сергій Анатолійович 
Захищено: "__20__"___грудня_____2023р. 
_130_с.; _57_рис.; _23_таблиць; _107_літературних джерел. 
У даній роботі зроблений аналіз проблем, що виникають при спалюванні 
високо вологого та високозольного забаластованого вугілля у котлах на теплових 
електростанціях. Поданий огляд традиційних і спеціальних топкових конструкцій, 
що використовуються як в Україні так і за кордоном. Представлена характеристика, 
технологічні властивості, особливості горіння низькосортного вугілля. 
У другому розділі досліджено запропоновані варіанти комбінованих схем в яких 
варіювалися наступні параметри: конструкція пальників, їхня кількість та повітряних 
сопл; взаємне розташування пальників та сопл; фракційний склад вугільного пилу. 
Приводяться результати регресійний аналізу експериментальних даних для виявлення 
факторів, що впливають на втрати q4 
У третьому розділі результати чисельного моделювання запропонованого 
варіанта модернізації показали важливу можливість стійкого спалювання бурого 
вугілля без підсвічування факела високо реакційним паливом. 
У четвертому розділі представлені розрахунки ефективності модернізації 
котла П-57 і ТП-14А. Були розраховані оптимальні розміри помолу вугілля для 
мінімальних затрат на розмелювання. 
У п'ятому розділі розглянуто очищення димових газів теплових 
електростанцій при спалюванні мазутів за даними, представленим ТЕЦ. Зроблений 
вибір контактних обладнань абсорбера. Представлені математичні моделі процесу 
очищення, розроблені конструктивні й режимні характеристики протиточного й 
високошвидкісного апаратів. 
  
4 
ЗМІСТ 
ВСТУП…………………………………………………………………………… 6 
РОЗДІЛ1.СУЧАСНИЙ СТАН СПАЛЮВАННЯ ТВЕРДОГО ПАЛИВА  
ГРУБОГО ПОМЕЛУ………………………………………………………..… 7 
1.1Методи спалювання твердого палива…………………………….............. 8 
1.2 Види традиційних пиловугільних топкових камер…………………….… 11 
1.3. Спеціальні конструкції топкових камер……………………………….. 15 
1.4Технологічні аспекти факельного спалювання низькосортного вугілля  
грубого помелу ……………………………………………………………… 21 
1.4.1 Схеми пилоприготування та спалювання вугілля…………………… 21 
1.4.2 Системи нижнього повітряного продуву…………………………… 24 
1.4.3 Методи інтенсифікації спалювання низькосортного вугілля грубого  
помелу………………………………………………………………………… 26 
Висновок до першого розділу………………………………………………….. 30 
РОЗДІЛ2. ДОСЛІДЖЕННЯ СПАЛЮВАННЯ ВИСОКОЗОЛЬНОГО 31 
КАМЯНОГО ВУГІЛЛЯ В КОМБІНОВАНИХ СХЕМАХ……………….  
2.1. Опис математичної моделі камери згоряння……………………… 32 
2.2 Паровий однокорпусний пиловугільний котел надкритичного тиску П-57 37 
2.3 Вихідні дані чисельного дослідження………………………………….. 41 
2.4 Чисельне дослідження комбінованих схем спалювання……………. 43 
2.4.1 Варіант комбінованої схеми №1…………………………………. 43 
2.4.2 Варіант комбінованої схеми №2………………………………… 50 
2.4.3 Варіант комбінованої схеми №3………………………………… 56 
2.4.1 Варіант комбінованої схеми №4………………………………….. 59 
2.5 Регресійний аналіз результатів моделювання………………………….. 61 
  
  
  
МКР 23.144.11 ПЗ 
Змн. Ар к. № докум. Підпис Дата  
Розроб. Рудь Зміст Літ. Арк. Акрушів 
Перевір.  Беспалько магістерської    
  кваліфікаційної роботи 
 Н. Контр.   ЧДТУ, мТЕ-88 
Затверд.  
5 
Висновок до другого розділу………………………………………………. 69 
РОЗДІЛ3.ЧИСЛОВЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ ПІДГОТОВКИ І  
СПАЛЕННЯ НИЗЬКОСОРТНОГО ВИСОКОВОЛОГОГО БУРОГО 
 72 
ВУГІЛЛЯ У КОМБІНОВАНІЙ СХЕМІ.…………………………………… 
3.1.Опис об'єкта. Вихідні дані та граничні умови дослідження………… 72 
3.2.Чисельне дослідження процесу сушіння високовологого бурого  
вугілля в системі пилоприготування з млином-вентилятором…………….. 76 
3.3 Розробка комбінованої схеми спалювання низькосортного  
високовологого бурого вугілля…………………………………………..….. 82 
Висновок до третього розділу………………………………………………. 87 
РОЗДІЛ 4.ТЕХНІКО-ЕКОНОМІЧНІ ПОКАЗНИКИ ВПРОВАДЖЕННЯ  
КОМБІНОВАНИХ СХЕМ СПАЛЮВАННЯ…………………………….. 88 
4.1. Оцінка оптимальних розмірів помелу при комбінованій схемі  
спалювання вугілля в котлі П-57……………………………………………. 89 
4.2 Вплив товщини помолу на теплову схему котла П-57……………..…… 92 
4.3 Розрахунок економічної ефективності впровадження комбінованих  
схем……………………………………………………………………… 96 
4.3.1 Пропозиція щодо модернізації котла П-57………………………… 96 
4.3.2 Пропозиція щодо модернізації котла ТП-14А…………………….. 99 
Висновок до четвертого розділу…………………………………………….. 101 
РОЗДІЛ 5 ОХОРОНА ПРАЦІ ТА БЕЗПЕКА В НАДЗВИЧАЙНИХ  
СИТУАЦІЯХ ………………………………………………………………..… 102 
5.1. Методи очищення димових газів…………………………………….... 103 
5.2. Вибір контактних обладнань абсорбера……………………………..… 106 
5.3. Математичні моделі процесу очищення…………………………….… 110 
5.4.Результати розрахунків абсорбера…………………………………….  113 
5.5. Конструкції абсорберів………………………………………………….. 116 
Висновок до п’ятого розділу……………………………………………….. 119 
ЗАГАЛЬНИЙ ВИСНОВОК…………………………………………………. 120 
СПИСОК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ……………………………… 121 
  
6 
ВСТУП 
Однією з тенденцій у сучасній енергетиці є поступове збільшення частки 
спалювання вугілля місцевих родовищ у паливному балансі теплових 
електростанцій. Причиною цього стало зростання цін на природний газ і мазут, 
внаслідок чого спалювання місцевого вугілля стало економічно доцільним. 
Переведення котлів на спалювання дешевого місцевого твердого палива 
ускладнюється його низькою теплотою згоряння та сильною забаластованістю 
вологою та неорганічним баластом. Використання такого вугілля накладає 
додаткові вимоги до організації процесу пилоприготування та спалювання. 
Необхідно відзначити, що спалювання високовологого бурого вугілля 
відрізняється недостатньо стійким займанням і горінням (через велику кількість 
вологи та баласту). Спалювання ж високозольного кам'яного вугілля вимагає 
підвищених температур у зоні горіння і тоншого помелу навіть при виході летких 
Уг>25%. 
Одним із перспективних напрямів вирішення проблеми є застосування 
комбінованих схем спалювання. Спосіб компонування пальників і повітряних сопл 
містить величезний потенціал у плані підвищення стійкості займання, ефективності 
вигоряння твердого палива та зниження утворення N0х недостатньо повно та 
вимагають глибокого теоретичного та експериментального дослідження. Котельне 
обладнання більшості ТЕС виробило свій ресурс і відрізняється значним фізичним 
зносом. Все вищезгадане неминуче веде до необхідності модернізації або заміни 
котельних установок. 
Саме тому завдання розробки ефективної, надійної та екологічно безпечної 
технології спалювання низькосортного вугілля, що потребує мінімальних 
капітальних витрат на реконструкцію котельного обладнання на даний момент є 
одним з найважливіших для всього світу, і навіть для збагаченої природними 
ресурсами України. Аналіз робіт, що проводилися раніше в цьому напрямку 
показує, що досягнення цієї мети неможливе без застосування комплексного 
підходу до модернізації як системи пилоприготування, так і топково-пальникових 
пристроїв.  
7 
 
 
 
РОЗДІЛ 1 
 
СУЧАСНИЙ СТАН СПАЛЮВАННЯ 
ТВЕРДОГО ПАЛИВА ГРУБОГО 
ПОМЕЛУ 
 
  
МКР 23.144.11 ПЗ 
Змн. Арк. № докум. Підпис Дата 
Розроб. Рудь  Літ. Арк. Акрушів 
Перевір. РОЗДІЛ 1. 
Беспалько 
СУЧАСНИЙ СТАН ЗПАЛЮВАННЯ   
Реценз.  ТВЕРДОГО ПАЛИВА ГРУБОГО 
ПОМЕЛУ  
Н. Контр.  ЧДТУ, мТЕ-88 
 
Затверд.  
8 
1.1. Методи спалювання твердого палива 
У літературі традиційно виділяють три методи спалювання твердих палив: 
шаровий, вихровий та пилоподібний (факельний) [10], [11], [12]. Залежно від 
продуктивності котла, марки вугілля та умов роботи котельного агрегату 
вибирається найбільш підходящий метод спалювання твердого палива. 
Шаровий метод спалювання знайшов застосування в енергетиці, металургії 
та хімічному виробництві. Процес горіння здійснюється (рисунок 1.1) на рухомих 
або нерухомих колосникових гратах, на які подається тверде паливо у вигляді 
великих шматків (год = 0,003-0,05 м) [10]. Через шар палива (рухомий або 
нерухомий) на решітці проходить повітря, що примусово подається. В результаті 
горіння палива відбувається у шарі, а з поверхні шару безперервно виходять 
продукти згоряння. 
У даній проточній схемі спалювання за рахунок зустрічного руху свіжих 
шматків палива, що подаються на решітку зверху і димових газів, що йдуть з 
поверхні, свіже паливо підігрівається, сушиться і займається ще до попадання в 
шар. Додаткове прогрівання свіжих шматків палива забезпечується також і 
випромінюванням шару з факела [10], [13]. 
 
Рис. 1.1. Схема спалювання твердого палива у проточному шарі 
В описаному методі спалювання забезпечується висока стабільність процесу 
9 
горіння (за рахунок значного запасу палива в шарі), що дозволяє спалювати паливо 
з різною вологістю і не потребує складної системи пилоприготування. Швидкість 
вигоряння залежить значною мірою від інтенсивності (швидкості) підведення 
повітря. Збільшення швидкості повітряного продуву дозволяє форсувати процес 
горіння, зняти обмеження, що накладається дифузійною областю горіння та 
перевести процес у кінетичну область. Це відкриває можливість приблизно 
п'ятдесятикратної інтенсифікації процесу горіння, обмеженого лише 
аеродинамічною стійкістю шару - початком винесення частинок палива із шару 
[10], [11]. 
Застосування шарового методу спалювання обмежено паропродуктивністю 
котла (до 10 т/год для бурого та кам'яного вугілля та до 20 т/год для антрацитів). 
Крім того, шарові топки складні, слабо піддаються механізації та автоматизації 
процесу управління [10]. Застосування рухомого ланцюга замість ґрат знижує 
надійність топкового пристрою. 
Подолати описані вище недоліки можна застосовуючи топки з киплячим 
шаром. Спалювання палива в киплячому шарі є різновидом шарового спалювання. 
Для організації процесу в киплячому шарі швидкість окислювача і розмір частинок 
підбираються так, щоб частинки опинилися у підвішеному стані (сила тяжіння 
частинок врівноважується підйомною силою). Таким чином, на відміну від 
класичної пошарової топки, де великі шматки палива лежать нерухомо на решітці, 
у топці з киплячим шаром подрібнені гранули утворюють досить стійкий за 
висотою (до 1 м) простір, де частинки активно перемішуються [14]. Активне 
перемішування палива і тривалий час перебування забезпечує ефективне 
вигоряння. За кордоном широкого поширення набули топки з циркулюючим 
киплячим шаром. Головною їхньою відмінністю від топок стаціонарного 
киплячого шару є підвищена швидкість повітря (6-9 м/с). Ця обставина призводить 
до необхідності встановлення циклону (як правило гарячого) на виході з топки - 
для уловлювання та повернення в топку на допалювання [14],[15]. 
Пилоподібний метод застосовується на енергетичних котлах продуктивністю 
вище 15-35 т/год для спалювання сланців, бурого, кам'яного вугілля та антрацитів. 
10 
Паливо піддається попередньої обробки в системі пилоприготування - сушінню та 
подрібненню до стану найдрібнішого пилу (розміром у середньому до 400 мкм). 
Вугільний пил подається в топку сушильним агентом через пальник і згоряє у 
зваженому стані в пиловугільному факелі. Тонкий помел палива забезпечує хорошу 
леткість частинок та високу швидкість їх вигоряння – 1-2 с [10]. 
До переваг зазначеного методу слід віднести можливість спалювання у 
смолоскипній топці великої маси палива в одиницю часу, а отже, підвищення 
паропродуктивності котла. Істотним є також широкий діапазон твердих палив, що 
спалюються в пиловугільних котлах (від високозольних сланців до 
низькореакційних антрацитів) і можливість спалювання рідких і газоподібних 
палив у тій же камері топки. Процеси приготування палива, подачі повітря, горіння 
та видалення продуктів згоряння та шлаку механізовані та піддаються 
автоматизації. 
Результати дослідів [11] показують, що вигоряння палива в пиловугільному 
смолоскипі має різкий, стрибкоподібний характер на початку смолоскипа. Далі 
інтенсивність вигоряння падає та основні показники процесу горіння (механічний 
недопал, концентрації кисню та продуктів згоряння, температура) змінюються 
плавно. Пояснюється ця обставина швидким вигорянням летких і дрібних частинок 
вугілля, які забирають основну частку кисню. Концентрація кисню падає, і великі 
частинки, які визначають механічний недопал, згоряють у гірших концентраційних 
умовах. 
Вказане обмеження знімається організацією вихрового руху топкових газів, 
на чому ґрунтується вихровий метод спалювання [11]. Якщо забезпечується 
безперервне повернення великих частинок палива в зону активного горіння(ЗАГ), 
стає можливим збільшення часу перебування частинок у топці без збільшення її 
габаритів. Вихровий метод спалювання застосовується в низькотемпературних 
вихрових топках, топках Шершнева, циклонних передтопках, вихровій топці ЦКТІ. 
Збільшення часу перебування частинок у топці дозволяє спалювати 
високореакційне буре вугілля та торф у вигляді гранул. 
Крім зниження втрат з механічним недопалом і витрат на розмелювання 
11 
палива до переваг вихрового методу слід віднести стабілізацію процесу горіння за 
рахунок збільшення маси палива в топці. Недоліками є обмеження по 
продуктивності (не більше 75 т/год для топок Шершнева) і типу застосовуваного 
вугілля (як правило буре вугілля, фрезерний торф, лігніт). Слід зазначити, що 
дослідження з удосконалення технології вихрового спалювання ведуться й зараз 
[16]. 
1.2 Види традиційних пиловугільних топкових камер 
Процес горіння палива в топці енергетичного котла істотно залежить від 
режиму перебігу аеросуміші та вторинного повітря. У камерних топкових 
пристроях спалювання відбувається в системі струменів, витікання яких з 
пальників у топковий простір відбувається при швидкостях, що значно 
перевищують критичну швидкість. Такі вихідні швидкості струменів гарантують їх 
турбулентний рух і, отже, інтенсивний тепло- та масообмін струменів між собою 
та гарячими топковими газами. Теоретичні основи аеродинаміки та тепло- та 
масобміну факела всередині топкового обсягу закладені в роботах Абрамовича 
Г.М., Вуліса Л.М. та інших. вчених [17], [18], [19]. 
Відповідно до класифікації [20] пиловугільні топки можна розділити на три 
класи (рисунок 1.2): 
- однокамерні відкриті з твердим видаленням шлаку; 
- однокамерні відкриті або напіввідкриті (з перетинкою) з рідким 
видаленням шлаку; 
- двокамерні з рідким шлаковидаленням 
Одним з найважливіших критеріїв, що визначають камерне спалювання 
твердого палива є принцип виведення шлаку з топки. Організація твердого 
шлаковидалення (ТШВ) вимагає охолодження розплавленої золи менше 
температури початку деформаціїt1 перед видаленням у нижній частині камери 
згоряння. Ефективне охолодження та гранулювання шлаку забезпечується за 
рахунок холодної воронки, утвореної зближенням фронтового і заднього екранів 
внизу топки з ухилом 50-55°. 
12 
 
а)    б)    в) 
Рис 1.2 - Види камерних топок а) однокамерні відкриті з твердим видаленням 
шлаку; б) однокамерні відкриті або напіввідкриті (з перетинкою) з рідким 
видаленням шлаку; в) двокамерні з рідким шлаковидаленням (з І-подібним 
факелом).1 – екранні труби; 2 - пальник; 3 - холодна вирва; 4 – зона футерованих 
екранів; 5 похилий під; 6 – камера згоряння; 7 - шлакоуловлюючий пучок; 8 – 
камера охолодження 
Топки з ТШВ, як правило, виконуються відкритими (без перетинки) для 
інтенсивної тепловіддачі випромінюванням з ядра факела топковим екранам. 
Максимальна температура смолоскипа виходить нижче на ~200°С, ніж у пристроях 
з рідким шлаковидаленням (РШВ), але збільшується загальна площа екранів та 
габарити топки. За умов відсутності шлакування екранних поверхонь нагріву 
топкова аеродинаміка і габарити передбачаються таким чином, щоб температура 
частинок золи не перевищувала характерну температуру t1,середні теплові напруги 
перерізу таких пристроїв мають невисокі значення (3-4 МВт/м 2 ) [20]. 
Залежно від потужності парового котла з ТШВ і виду палива, що спалюється, 
традиційно застосовують фронтальне, зустрічне або тангенціальне розташування 
пальників (рисунок 1.3) [20]. Більш рідкісним випадком є зустрічно-змішане 
розташування пальників (рисунок 1.3г) [10]. 
Зустрічне компонування пальників є найпростішим і зручнішим в 
експлуатації. Пилопроводи і повітропроводи до пальників виходять однакової 
довжини, більш короткими, розподіл пилу та аеросуміші по пальниковому пристрої 
13 
більш рівномірний. Негативною стороною такого способу спалювання є 
підвищення втрат q4, нестійке займання аеросуміші, слабке заповнення 
смолоскипом топкового об'єму, затягування смолоскипа по довжині і, як наслідок, 
підвищена тепло гідравлічна розвірка в екранних трубах. 
При зустрічному компонуванні пальників запалення палива стабілізується, 
вигоряння інтенсифікується. Таке компонування характерне для котлів великої 
потужності, коли необхідну кількість пальників не можна розмістити на одній стіні. 
За рахунок зіткнення зустрічних пальникових струменів підвищується тепло- 
і масообмін в ЗАГ, підвищується температура в центрі топки. До переваг цієї схеми 
слід віднести вирівнювання тепло сприйняття топкових екранів (зниження тепло 
гідравлічної розвірки) [20]. 
 
а)   б)   в)   г) 
Рис. 1.3 - Варіанти компонування пальників у казанах з ТШВ 
а) фронтальна; б) зустрічна; в) тангенціальна; г) зустрічно-зміщена. 
У разі тангенціального компонування пальники встановлюють по кутах 
камери топки таким чином, щоб кожен пальник був направлений тангенціально до 
умовного тіла обертання в центрі топки. Взаємодія пальникових струменів у такому 
разі призводить до утворення вихрового підйомного руху факела. Факел добре 
14 
заповнює об’єм топки, забезпечується інтенсивне перемішування аеросуміші з 
гарячими димовими газами. Таке компонування накладає обмеження на форму 
перерізу топки - співвідношення ширини та глибини топки ат/bт= 1÷1,2 [20]. 
Організація РШВ вимагає ліквідації холодної вирви, замість неї дно топки 
виконується горизонтальним або слабопохилим. І тут завдання ставиться 
принципово зворотнє попередньому варіанту - необхідно максимально зменшити 
тепловіддачу випромінюванням з ядра факела. Нижня частина топки покривається 
вогнетривкою тепловою ізоляцією, пальники мають невисокий рівень над полом 
(іноді з нахилом вниз). Температура газів у цій зоні повинна бути на 150-200° С 
вище температури нормального рідинного стану шлаку tн.р (tн.p = t3 + (50 ÷ 100° С)) 
[20] . 
Для створення сприятливіших умов видалення рідкого шлаку топку 
розділяють перетинкою на камеру згоряння та камеру охолодження. Перетинки 
утворені звуженням та розширенням екранів фронтової та задньої стіни та 
перешкоджають інтенсивній радіаційній тепловіддачі із ЗАГ у камеру 
охолодження. Цим досягається підвищена температура камери згоряння, 
відбувається більш стійке займання. Ступінь вигоряння палива у камері згоряння 
перевищує 90% [10]. У напіввідкритих топках досягаються високі теплові напруги 
об'єму (170÷230 кВт/м 3 ), частка золи, що видаляється у вигляді шлаку, становить 
15÷40%. 
Двокамерні топки є окремим випадком багатокамерних топкових пристроїв, 
покликаних інтенсифікувати процес горіння в котлах з РШВ. Двокамерна топка, 
так само як і напіввідкрита складається з камери згоряння та камери охолодження. 
Головними ж їх відмінностями є знижені габарити камери згоряння та наявність 
шлакоуловлювального пучка у двокамерних топок. Шлакоуловлюючий пучок 
відокремлює камеру охолодження від камери згоряння і підвищує частку золи, що 
видаляється зі шлаком (40÷65%). Загальна теплова напруга обсягу двокамерної 
топки в залежності від типу застосованої передтопки і виду вугілля, що спалюється, 
становить 210÷350 кВт/м 3 . 
У вітчизняній енергетиці двокамерні топки не набули поширення через 
15 
ускладнення конструкції. За кордоном двокамерні топки застосовуються на котлах 
великої потужності для спалювання низькореакційного тонкого вугілля і 
напівантрацитів. Поширений варіант двокамерних топок з І-подібним 
смолоскипом, найпростіший приклад якої зображений на рисунку 1.2в. Кількість 
камер згоряння (і відповідно прямокутних передтопок) може бути збільшено, 
наприклад, у ФРН існують котли для блоків потужністю 770 МВт, в яких є дві 
камери згоряння з двох сторін топки, кожна з яких включає дві прямокутні 
передтопки. Для забезпечення прийнятного вигоряння низькореакційних палив 
такі передтопки виконують з низькою напругою об'єму (0,46 МВт/м 3 ) [21]. 
1.3 Спеціальні конструкції топкових камер 
Спеціальні конструкції топкових пристроїв, що відрізняються конструктивно 
і компоновочно від традиційних, стали найбільш інтенсивно розвиватися в 
післявоєнні роки. Одне з перших завдань, що постало перед дослідниками того часу 
- це зниження габаритів котла. Знизити габаритні розміри котла можна 
форсуванням процесу спалювання палива, де зниження обсягу камери топки і 
підвищення теплонапруги обсягу компенсувалося спеціальною організацією 
топкової аеродинаміки і організацією РШВ [22]. 
Другим пріоритетним напрямком стає малотоксичне та ефективне 
спалювання низькосортного твердого палива з ТШВ. Актуальність цього напряму 
була продиктована кількома факторами: великі запаси високозольного та 
високовологого вугілля; бажанням виробників електричної та теплової енергії 
заощадити на енергоресурсах та перейти до місцевих низькокалорійних палив або 
відходів виробництв; зростання цін на природний газ та нафту. Зниження якості 
палива, що спалюється, призводить до необхідності впровадження додаткових 
топкових рішень щодо підвищення стійкості займання та ефективності вигоряння 
палива. 
Однією з перших спроб форсування спалювання палива стало використання 
циклонних передтопок наприкінці 40-х (рисунок 1.4). Їх широке впровадження 
викликано очікуванням, що вони виявляться універсальними, здатними спалювати 
широкий спектр палива, зокрема низькосортного. Це дозволило бвирішити відразу 
16 
дві проблеми - зниження габаритів котла та підвищення економічності (за рахунок 
зниження витрат електроенергії на приготування палива та зменшення надлишків 
повітря у топці). 
 
а)    б) 
Рис. 1.4 - Схема топок із циклонними передтопками 
а) - з вертикальною передтопкою; б) - з горизонтальною предтопкою; 1 – 
циклонний передтопок; 2 – камера згоряння; 3 - шлакоуловлюючий пучок; 4 - 
введення паливоповітряної суміші; 5 – введення вторинного повітря; 6 – вихід 
шлаку. 
Проте вони не виправдали очікувань дослідників та керівників підприємств. 
По-перше, виявилася висока складність виготовлення, монтажу, ремонту і, як 
наслідок, необхідна висока кваліфікація обслуговуючого персоналу. По-друге, не 
виправдалися очікування їхньої універсальності з палива (погіршення 
характеристик палива знижували стабільність займання і горіння). По-третє, 
виникали значні проблеми зі шлакуванням (через зниження температури у 
передтопці) льоток. По-четверте, високі температури, необхідні для ЗШВ, 
призводили до збільшення викидів оксидів азоту. По-п'яте, виникали проблеми із 
забезпеченням герметичності обшивки в місці стику передтопки з камерою 
охолодження (через підвищений тиск у циклоні (7-8 кПа) [22]. 
Наступний крок у цьому напрямі - створення двокамерних топок з 
перетиском, простіших у конструкції, але що зберігають елементи вихрового 
спалювання. Тут можна виділити топку МЕІ з струменями, що перетинаються 
(рисунок 1.5а) і вихрову топку ЦКТІ (рисунок 1.5б). 
17 
 
а)    б) 
Рис.1.5 - Двокамерні топки з струменями, що перетинаються а) топка МЕІ 
з струменями, що перетинаються; б) вихрова топка ЦКТІ;1 – камера згоряння; 2 
– камера охолодження; 3 - введення паливоповітряної суміші; 4 - вихід шлаку. 
У топці з струменями, що перетинаються [23], [24] прямоточні пальники 
розташовані в один ряд на задній утворюючій циклону. Пальниковий струмінь 
рухається по дотичному до нижнього скату перетиску, і здійснивши один оберт, 
перетинає свіжий паливно-повітряний струмінь біля кореня факела. Більшість 
"відпрацьованих" газів з деякою часткою захопленого свіжого палива потрапляє в 
камеру охолодження, де відбувається їхнє допалювання та охолодження. 
Перевагами такої топки є: суттєве спрощення конструкції (порівняно з 
циклонними передтопками), підвищення надійності, зниження аеродинамічного 
опору передтопки, стійке займання палива (за рахунок перетину струменів біля 
кореня факела). 
Недоліками, насамперед, є часткове віднесення свіжого палива димовими 
газами в камеру охолодження (що призводить до підвищення вмісту горючих у 
виносі). Було встановлено, що за недостатнього тиску повітря під 
пиложивильниками порушувалися швидкість і рівномірність подачі палива в часі.  
Багато в чому аналогічною схемою з струменями, що перетинаються, є 
вихрова топка ЦКТІ [25] (рисунок 1.5б). Замість камери згоряння зі схилами, у 
цьому варіанті застосовується горизонтальний циліндр діаметром 1000-6000 мм, 
екрани якого ошиповані та покриті вогнетривкою обмазкою. 
Одним із недоліків вищевказаних схем є необхідність встановлювати 
пальники в один ряд, що суттєво обмежує максимальну теплову напругу перерізу 
18 
топки. Зняти це обмеження здатний новий топковий пристрій - напіввідкрита топка 
ВТІ з зустрічно-похилим розташуванням пальників («гама-топка ВТІ», рисунок 
1.6б) [22]. 
Особливістю даного пристрою є зустрічне розташування пальників камери 
згоряння. В результаті зіткнення двох пальникових струменів у центрі камери 
згоряння утворюються три потоки - висхідний в камеру охолодження і два опускні 
вихрові потоки, що перетинають свіжі струмені паливоповітряної суміші біля 
кореня пальників, які потім піднімаються до перетинки і з'єднуються там в єдиний 
висхідний потік. 
 
Рис.1.6 - Розвиток варіантів топок з струменями, що перетинаються а) 
топка МЕІ з струменями, що частково перетинаються; б) гамма-топка ВТІ. 
Випробування даної топки показали, що аеродинаміка факела залишається 
стійкою при всіх режимах роботи, а високий ступінь вигоряння палива в камері 
згоряння дозволяє здійснити форсоване охолодження продуктів згоряння в камері 
охолодження шляхом встановлення низькоопущених горизонтальних поперечних 
ширм. З'ясовувалося також, що температурне поле газів у топці рівномірніше, ніж 
у попередніх схем, навіть при відключенні 50% пальників з одного боку. 
До суттєвих недоліків схем слід віднести (як і в попередніх) високу вимогу 
до якості вугільного пилу. Його погіршення призводило до зміщення ядра 
смолоскипа до камери охолодження, що призводило до шлакування ширм та 
збільшення втрат з механічним недопалом. 
19 
Слід зазначити, що загальним недоліком для перелічених схем є значний 
викид оксидів азоту NОх , викликаний високою температурою в топці 
Іншим напрямом вдосконалення конструкцій камер згоряння (як було 
зазначено вище) - є низькотемпературне спалювання палива з ТШВ, спрямоване на 
зниження втрат з механічним недопалом (за рахунок спеціально організованої 
аеродинаміки в топці), підвищення надійності роботи котла (завдяки зменшенню 
або усунення шлакування поверхонь нагрівання), Поліпшення екологічних 
показників (зниження викидів оксидів азоту). 
Одна з перших конструкцій топки в цьому напрямку - вихрова топка ЛПІ 
(рисунок 1.7). Розроблено у Ленінградському політехнічному інституті під 
керівництвом професора В.В. Померанцева [11]. Головною особливістю топкової 
аеродинаміки даної схеми є наявність вихору в холодній воронці, що підпирається 
зверху пальниковими струменями, що виходять з прямоточних пальників на 
фронтальній стороні. Для забезпечення циркуляції частинок палива в топці є 
нижній піддув. Така аеродинаміка дозволяє багаторазово повертати частинки 
палива в зону подачі окислювача, що сприяє більш повному вигорянню і ранньому 
займанню свіжого палива. 
Безперечними перевагами даного пристрою є так самовирівнювання 
температури топки за обсягом та можливість спалювати паливо грубого помелу та 
гранули. Низька температура горіння дозволяє спалювати фрезерний торф, сланці, 
вугілля без  загрози шлакування. Зниження температури горіння забезпечується за 
рахунок збільшення маси топкових газів, що циркулюють у холодній воронці, 
розосередження факела за обсягом топки і встановленням додаткових поверхонь 
нагріву в зону вихору (у разі необхідності). 
20 
  
Рис.1.7 -Вихрова топкаР иЛсП 1І.7.  1-  В-и ххорлоовад нтао пвкоар ЛоПнкІ а; 2 - сопло нижнього 
1 - холоднад увтортоняк;а 3;  2-  -п саолпьлнои нки;ж 4н –ьо вгио хдіудт штял;а 3к у- .п альник; 4 – вихід 
Незважаючи на описані вище шпелракеув. аги, експлуатація даного пристрою 
показала, що економічні вигоди від його використання залишаються сумнівними: 
ККД брутто виявився меншим, ніж на звичайних пиловугільних котлах, а виграш у 
ККД нетто не настільки суттєвим (через зростаючі витрати на тягу та дуття). По-
друге, через високу швидкість повітря із сопл нижнього дуття (~100 м/с) 
відбувалося інтенсивний абразивний знос екранів холодної виронки. По-третє, 
через компонувальні особливості пальників і сопл застосування цієї технології 
обмежено максимальною паропродуктивністю котла (до Dпе<140 кг/с) [22]. 
Топка з вертикальним прямоточно-вихровим смолоскипом [22], [26], 
показана на малюнку 1.8 була розроблена МЕІ та ЦКЛ НВО "Енергоремонт". 
Особливість даного пристрою полягає у спеціальному розташуванні прямоточних 
пальників. 
 
Рис.1.8 - Топка з вертикальним прямоточно-вихровим смолоскипом а) - вид 
з боку; б) – горизонтальний переріз топки; 1-8 – пальники; 9 - топковий вихор. 
21 
Ця технологія має подібні риси з тангенціальним розташуванням пальників, 
проте є й суттєві відмінності. У цьому варіанті 8прямоточних пальників 
розташовані в 2 яруси зустрічно-зміщено. Один пальник з кожного боку нахилений 
вниз під кутом 20°, інший під кутом 35°. Пальники спрямовані по дотичній до кола, 
що утворюється, в центрі топки. В результаті такого компонування забезпечується 
більш інтенсивна циркуляція газів усередині топки. 
У центрі топки утворюється опускний вихор, а вздовж екранів – підйомний 
рух продуктів згоряння. Через те, що пальники опущені вниз, зона активного 
тепловиділення переміщається в нижню частину топки. Розосередження 
смолоскипа по висоті топки знижує температуру в ядрі горіння, а активне 
вихроутворення знижує втрати з механічним недопалом. Активне заповнення 
факелом об'єму топки вирівнює теплову напругу по стінах топки. 
Незважаючи на наведені переваги схеми, слід зазначити, що досі відсутній 
досвід застосування топок із зустрічно-зміщеним смолоскипом на пиловугільних 
котлах великої потужності [22]. 
1.4 Технологічні аспекти факельного спалювання низькосортного вугілля 
грубого помелу  
1.4.1  Схеми пилоприготування та спалювання вугілля 
На процес займання та горіння вугілля впливає як внутрішньотопкова 
організація (компонування та конструкція пальників, надлишки повітря, тип 
шлаковидалення, топкова аеродинаміка) так і організація системи 
пилоприготування. Залежно від сорту палива вимоги до якості попередньої 
підготовки вугільного пилу пред'являються різні. Важливе значення відіграє 
теплота згоряння Qн
р, вихід летких Vг, вологість Wр, коефіцієнт розмолоздатності 
Kло, зольність Ар , характеристики плавкості золи (t1, t2, t3, tн.ж). 
На підставі аналізу даних характеристик палива приймається рішення про 
вибір оптимального млина, системи сушіння, тонкощі помелу, способі 
транспортування вугільного пилу до пальників, евакуації сушильного агенту, 
спосіб шлаковидалення, тип і компонування пальників. Комбінація наведених 
факторів становить технологічну схему спалювання пилоподібного палива. 
22 
Залежно від способу транспортування вугільного пилу від сепаратора до пальників 
технологічні схеми спалювання можна розділити на схеми з прямим вдуванням 
вугільного пилу та схеми з проміжним бункером. 
У схемах з прямим вдуванням (рисунок 1.9) сушильний агент після 
сепаратора направляється по пилопроводах до пальників разом з вугільним пилом, 
що транспортується ним. 
Найбільш простою є схема з прямим вдуванням суміші з відпрацьованим 
сушильним агентом із системи пилоприготування в камеру топки котла (рисунок 
1.9 а) [30]. Схема поширена при спалюванні високореакційного кам'яного і бурого 
вугілля. Головним недоліком схеми є подача в топку разом із паливом 
відпрацьованого вологого сушильного агента, що погіршує займання та горіння 
палива. 
 
Рис. 1.9 – Технологічні схеми спалювання з прямим вдуванням вугільного пилу 
а) з прямим вдуванням відпрацьованого сушильного агента та вугільного 
пилу в топку; б) з пилоконцентратором. ПС – система пилоприготування; Т – 
топка; 1 - сире вугілля; 2 - сушильний агент; 3 - відпрацьований сушильний агент 
з вугільним пилом; 4 – вторинне повітря; 5 - збагачений пилом сушильний агент в 
основні пальники; 6 - збіднений пилом сушильний агент в скидні пальники 
Гази рециркуляції з камери топки і волога палива, що випарувалася, 
розбавляють повітря, що міститься в сушильному агенті, що погіршує температурні 
і концентраційні умови в зоні займання і активного горіння в топці. 
Для поліпшення займання та горіння високовологих палив застосовують 
технологічну схему спалювання з пилоконцентратором (рисунок 1.9 б). Гази з 
температурою 900-950°С забираються з верхньої частини топки і подаються в 
пилосистему на сушіння палива. Відпрацьований вологий сушильний агент з 
частинками вугільного пилу за допомогою пилоконцентратора поділяється на два 
потоки: сильнозапилений, що надходить в основні пальники, і слабозапилений, що 
23 
надходить у скидні пальники, що розташовуються на 3-4 м вище основних [31]. 
При цій схемі значно покращуються теплові та концентраційні умови запалювання 
та горіння концентрованого пилу на ділянці топки від основних до скидних 
пальників. Поліпшення теплових умов характеризується підвищенням адіабатичної 
температури υа. Однак наявність пилоконцентраторів ускладнює експлуатацію 
котлів та ускладнює регулювання повітряного балансу топки котла [10]. 
Більший ефект у плані підвищення ефективності горіння можна досягти 
застосуванням схеми з проміжним бункером пилу та сушінням палива сумішшю 
гарячого повітря з газами, що відбираються з камери згоряння, або гарячим 
повітрям (рисунок 1.10) [30]. 
Для підвищення ефективності займання низькореакційних палив за рахунок 
підвищення температури в зоні займання застосовують схему подачі пилу гарячим 
повітрям зі скиданням відпрацьованого сушильного агента в топку через пальники 
(рисунок 1.10 а). 
У разі спалювання високовологих палив, особливо в топках з РШВ, для 
покращення запалення та горіння також застосовуються схеми подачі пилу гарячим 
повітрям зі скиданням відпрацьованого вологого сушильного агента в зону за 
ядром факела або у верхню частину камери згоряння двокамерних топок. 
Застосування даної схеми, яка називається напіврозімкнутою по сушінню, дозволяє 
звільнити від відпрацьованого сушильного агента і водяної пари, зону займання і 
більш розширену зону горіння. Це підвищує температуру факела та збільшує 
концентрацію кисню у зоні активного горіння, що створює сприятливі умови для 
стійкого запалення та інтенсифікації процесу горіння [10]. 
Найкращі умови для спалювання високовологих палив створюються у схемах 
із системою пилоприготування із розімкнутою схемою сушіння (рисунок 1.10 б). 
Вугільний пил подається в топку гарячим повітрям, а відпрацьований сушильний 
агент скидається в атмосферу. У топці котла спалюється підсушений вугільний пил 
з найбільш сприятливими температурними та концентраційними умовами. 
24 
 
Рис. 1.10 – Технологічні схеми спалювання з проміжним бункером 
а) з подачею пилу в топку гарячим повітрям; б) із розімкнутою сушкою. ПС 
– система пилоприготування; Т – топка; 1 - сире вугілля; 2 - сушильний агент; 3 - 
вугільний пил із промбункера; 4 – вторинне повітря; 5 - відпрацьований сушильний 
агент; 6 - слабозапилений відпрацьований сушильний агент у скидні пальники; 7 - 
первинне гаряче повітря; 8 - фільтр для очищення відпрацьованого сушильного 
агента від вугільного пилу. 
Основними недоліками даної схеми є: ускладнення схеми пилоприготування, 
додавання до неї нових елементів, і проблеми, пов'язані з недостатньо повним 
уловлюванням пилу та очищенням відпрацьованого сушильного агента, що 
скидається в атмосферу [30]. 
1.4.2 Системи нижнього повітряного продуву 
Одним із напрямків удосконалення технології спалювання вугілля є 
додавання піддуву повітря у нижній частині топки. У цьому випадку у зазначеній 
області з'являється повітряна "подушка", яка перешкоджає провалу великих 
частинок палива у ванну шлако приймання. У топковій камері з'являються 2 зони з 
різним характером руху частинок: 1) нижня зона (включаючи холодну воронку), де 
відбувається циркуляція великих частинок; 2) верхня зона, де відбувається 
винесення дрібніших частинок димовими газами. 
Головним достоїнством такої схеми є зниження втрат з недопаленого шлаку 
і провалу qпр + шл. Це дає можливість загрубління помолу вугільного пилу, що 
знижує витрати на пилоприготування. 
Застосування нижнього повітряного продуву добре зарекомендувало себе 
при спалюванні бурого вугілля та фрезерного торфу в схемах з млинами-
вентиляторами, адже млини-вентилятори видають досить грубий пил.  
З іншого боку частина повітря подається не в пальники, а в сопла нижнього 
продуву, забезпечується зниження викидів оксидів азоту NОх. Ступінчасте 
25 
підведення повітря дозволяє знизити утворення оксидів азоту за рахунок наявності 
локальних відновлювальних зон з коефіцієнтом надлишку повітря менше 1, в яких 
монооксид азоту N0, що утворився, відновлюється до молекулярного. азоту N2. 
 
Рис 1.11 – Варіанти організації нижнього піддуву, 1 - холодна воронка; 2 - сопло 
нижнього піддуву; 3 - пиловугільний пальник; 4 – вихід шлаку. 
Реконструкція топки барабанних котлів на дану схему потребує значної 
переробки скатів фронтових та задніх екранів. Необхідно виконати перетинку в 
нижній частині топки і перекрити заднім скатом холодної воронки фронтовий скат 
на 100÷300 мм. Для утворення стійкого вихору у вертикальній площині 
рекомендується перекривати пальниками більше половини поверхні котла, самі 
пальникові пристрої встановлювати з нахилом вниз не менше 40÷45°, на нижнє 
подавати 30÷40% організованого повітря, підтримувати відношення імпульсу 
пальників струменів до нижнього потоку. 
До недоліків даної схеми слід також віднести збільшення витрат на тягу і 
піддув через підвищені надлишки повітря на виході з топки і підвищеного 
аеродинамічного опору в соплах нижнього піддуву. Застосування топок 
обмежується граничною потужністю котла (Dпе<140 кг/с). Варто додати, що 
технологія спалювання удосконалюється, наприклад, за рахунок додавання до схеми 
додаткових повітряних сопл [37] або організацією уловлювання дрібних недогорілих 
частинок палива в горизонтальному газоході та їх повернення в топку для 
допалювання [38]. 
1.4.3 Методи інтенсифікації спалювання низькосортного вугілля грубого 
26 
помелу 
Загальні рекомендації щодо забезпечення ефективного спалювання 
пиловугільного палива ґрунтуються на теорії горіння та пилоприготування та мають 
на увазі такі заходи та принципи [10]: 
1. Підсушування та розмелювання палива ведуться до проектних значень 
[41]. В окремих випадках (високозабаластоване або низькореакційне вугілля) 
необхідно забезпечувати більш глибоке підсушування або більш тонке 
розмелювання. 
2. Технологічна схема спалювання повинна забезпечувати оптимальні 
умови щодо температур у зоні активного горіння та концентрацій кисню. 
3. Топково-пальниковий пристрій повинен забезпечувати стійке займання 
аеросуміші у всьому робочому діапазоні навантажень. Це завдання вирішується 
такими методами: 
- зменшенням тепловідведення із зони горіння. Наприклад, зменшенням 
швидкостей аеросуміші та вторинного повітря або організацією запального пояса на 
рівні пальників. 
- зменшенням маси суміші, що реагує. Наприклад, обмеженням частки 
первинного повітря та рециркулюючих газах. 
- інтенсифікацією хімічного реагування. Наприклад, підвищеним 
нагріванням повітря або більш інтенсивним прогріванням паливно-повітряних 
струменів у топці. 
- інтенсифікацією поширення полум'я на весь поперечний переріз 
пальникового струменя (виконання пальників «витягнутої» прямокутної форми; 
підвищення периметра запалювання). 
4. Інтенсифікація горіння палива у ЗАГ. Наприклад, за рахунок 
підвищення температури в ЗАГ, своєчасного введення всього організованого повітря 
в зону горіння, турбулізації потоку в ЗАГ. 
5. Інтенсифікація догоряння коксового залишку. Реалізується за 
допомогою вторинної турбулізації потоку в зоні допалювання, збільшення часу 
перебування паливних частинок у топці, роздільного введення великих та дрібних 
27 
фракцій у топку (застосування пилоконцентратора). 
Дані рекомендації мають загальний характер. Далі розглянемо аспекти 
підготовки та спалювання низькосортних палив грубого помелу. 
Однією з переваг спалювання палив грубого помелу є можливість 
застосування спрощених систем пилоприготування з прямим вдуванням аж до 
безсепараторного розмелювання. При розмелі сланців рекомендується 
застосовувати молоткові млини, при розмелі торфу і високовологого бурого вугілля 
можливе застосування як молоткових млинів, так і млинів-вентиляторів [21]. 
Раніше вказувалося на застосування пилоконцентраторів у схемах 
пилоприготування з прямим вдуванням. Ідея полягає в тому, що за допомогою 
основних пальників спалюється велика частка пилу g=0,8÷0,85 кг/кг, що 
транспортується невеликою часткою відпрацьованого сушильного 
агентаl=0,25÷0,35 м3/м 3 а основна маса вологи і відпрацьованого сушильного агента 
з невеликою часткою пилу (l-g) кг/кг подається через скидні пальники за зоною 
займання основного факела. 
Застосування пилоконцентраторів та пилодільників є актуальним при 
спалюванні сильнозабаластованих палив (Wр+Ар>60-70%): лігнітів, сланців та 
бурого вугілля марки Б1. Дані види палив, незважаючи на високу реакційність, 
відрізняються низькою теплотою згоряння, так що значна частина теплоти, що 
виділяється, втрачається на нагрівання баласту і запалення палива стає нестійким. В 
результаті застосування пилоконцентратора за рахунок зниження частки баласту в 
зоні горіння основних пальників підвищується адіабатна температура і підвищується 
інтенсивність займання основної частки (найгрубішого) пилу [31]. На практиці 
найчастіше поєднують пилоконцентратор і пилодільник для вирівнювання 
розподілу палива по пальникам. 
Використання пилоконцентраторів знайшов своє застосування і при 
спалюванні кам'яного вугілля, хоча має інше призначення. Наприклад, в котлі П-57Р, 
що спалює вугілля середньохідні млини вимагають підвищеної вентиляції і 
необхідно знизити швидкість сушильного агента в пилопроводах [42]. 
Пилоконцентратори в даному випадку забезпечують поділ пилу g= 0,85÷0,95 кг/кг і 
28 
сушильного агента 1 = 0,6-0,7 м3/м3. Друге призначення пилоконцентратора - 
організація ступінчастого спалювання палива [43], [44]. 
Високу стабільність займання та ефективність вигоряння палива забезпечують 
вихрові пальники. На відміну від прямоточного струменя, кільцевий закручений 
струмінь має два конвективні джерела запалювання - зовнішній і внутрішній. 
У 70-х роках робилися спроби вирішити проблему витягування смолоскипа і 
його притискання до екранів задньої стінки на котлі, обладнаному млином-
вентилятором і пилоконцентратором, що спалює грубе буре вугілля. Проблема 
вирішувалася заміною щілинних пиловугільних пальників на вихрові [45]. 
Незважаючи на стійке займання аеросуміші та відтискання факела від задньої стінки 
підвищилися втрати з механічним недопалом. Підвищення q4 було викликане 
вихровим рухом струменів аеросуміші, у результаті великі частки вугілля 
сепарувалися і випадали в холодну вирву. Таким чином, застосування вихрових 
пальників не вирішує проблему ефективного вигоряння вугілля грубого помелу. 
Виходячи з цього, варіанти схем спалювання грубого пилу доцільно будувати на 
основі прямоточних пальників. 
Стосовно прямоточних пальників, доцільним є збільшення периметра 
пальника при тій же площі вихідного перерізу. Передбачається, що найбільш 
значущими факторами, що впливають на швидкість прогріву та займання частинок 
палива є периметр запалювання пальника Пз, вихід летких палива Vрі частка 
організованого повітря в пальнику αгор. Безрозмірний комплексний параметр Кз 
раннього запалювання, оцінюється за співвідношенням [48]: 
     (1.1) 
де Пз- сумарний периметр вихідних перерізів пиловугільних каналів 
пальників, безпосередньо контактують з конвективним джерелом запалювання, Пгст- 
периметр горизонтального перерізу призматичної частини топки, Vрі Vр
m- 
відповідно вміст леткого вугілля, що спалюється, і вугілля марки ТР, підраховане на 
їх робочу масу, αгор- величина надлишку повітря (первинного та вторинного, якщо 
вони вводяться спільно) на виході з пальників. 
29 
Периметр пальника можна збільшити розбиттям каналу аеросуміші на кілька 
паралельних меншого перерізу або виконанням каналу витягнутої прямокутної 
форми. На рисунку 1.13 представлена розрахункова залежність величини Пз 
відношенням висоти (h) та ширини каналу (b) пиловугільного пальника при 
однаковому поперечному перерізі (в даному випадку F = 0,08 м2 
пг ). 
Можна бачити, що залежність Пзвід відношення висоти та ширини каналу 
пальника практично лінійна. 
 
Рис.1.12 - - Залежності периметра запалювання від форми плоского каналу 
пальника 
Важливу роль відіграє спосіб розташування каналу аеросуміші прямоточного 
пальника. Найбільш ефективним з погляду займання і вигоряння палива є зовнішня 
подача аеросуміші, адже в даному випадку аеросуміш взаємодіє з гарячими 
топковими газами безпосередньо, без повітряного «екрана». 
Запальний пояс у зоні займання та активного горіння палива застосовується 
при спалюванні малореакційних палив (вугілля, антрацит) та при організації рідкого 
шлаковидалення [21]. Однак, для підвищення стійкості займання низькосортного 
вугілля з низькою теплотою згоряння і зниження втрат з механічним недопалом q4 
ідея з запальним поясом цілком прийнятна. Принцип запального пояса полягає в 
шипуванні частини поверхні топкових екранів в зоні пальників та їх покритті 
вогнетривкою обмазкою [49], що дозволяє знизити тепловіддачу із зони активного 
горіння поверхням нагріву і підвищити температуру факела на 100 - 150о С 
Висновок до першого розділу 
За останні 70 років у світі розроблено велику кількість спеціальних топкових 
конструкцій, відмінних від традиційних. Жодна з цих конструкцій не довела своєї 
30 
застосовності для спалювання низькосортних палив грубого помелу з 
прийнятними показниками по q4 і викидів NОх. Кожна має супутні недоліки у 
вигляді необхідності зменшувати тонкість помелу палива, або необхідності 
організації дорогого розімкнутого сушіння, або високих втрат q4 або підвищених 
викидів NОх. 
Спосіб компонування пальників і повітряних сопл містить величезний 
потенціал у плані підвищення ефективності вигоряння твердого палива. Питанням 
застосування комбінованих схем спалювання у вітчизняній та зарубіжній 
літературі приділено недостатню увагу, що робить цю проблему актуальною. 
Спалювання сильнозабаластованих палив (Wр+Ар>60-70%) ускладнюється 
їх низькою теплотою згоряння, так що значна частина теплоти, що виділяється, 
втрачається на нагрівання баласту і запалення факела стає нестійким. Підвищення 
інтенсивності вигоряння даного вугілля можна досягти вдосконаленням системи 
пилоприготування, конструкцією пальникових пристроїв, оптимізацією 
компонування пальників та сопл, організацією нижнього піддуву тощо. Таким 
чином необхідне застосування комбінованих схем спалювання включають цілий 
ряд наведених вище технологічних заходів. 
Високовологі бурі вугілля спалюються, як правило, у схемах з млинами-
вентиляторами, в яких на виході утворюється грубий пил з R90 = 40-60% і на 
перший план виступає завдання підвищення стійкості займання палива і зниження 
втрат з недопалом. Високозольні кам'яні вугілля для ефективного використання 
спалюються з досить низькою тониною помолу (R90 =15-20%) і підвищеними 
температурами в зоні активного горіння. Тому на перший план виходить зниження 
витрати електроенергії на власні потреби за рахунок погрубління помелу та 
зниження рівня викидів токсичних речовин в атмосферу.  
31 
 
 
   
 
 
 
РОЗДІЛ 2 
 
ДОСЛІДЖЕННЯ СПАЛЮВАННЯ 
ВИСОКОЗОЛЬНОГО КАМЯНОГО 
ВУГІЛЛЯ В КОМБІНОВАНИХ 
СХЕМАХ 
  
МКР 23.144.11 ПЗ 
Змн. Арк.. № докум. Підпис Дата
РЗомзнр.о Дата 
б. Рудь  Літ. Арк. Акрушів 
Перевір. РОЗДІЛ 2 
Беспалько 
ДОСЛІДЖЕННЯ СПАЛЮВАННЯ   
Реценз..  ВИСОКОЗОЛЬНОГО КАМЯНОГО ВУГІЛЛЯ 
В КОМБІНОВАНИХ СХЕМАХ 
Н. Контр  ЧДТУ, мТЕ-88 
ЗКоанттврер. д..  
32 
Досягнутий рівень апаратного та програмного забезпечення дозволяє 
використовувати метод чисельного моделювання з достатньою точністю. Одним з 
головних його переваг є можливість дослідити особливості аеродинаміки, 
теплообміну та горіння палива всередині топки не вдаючись до дорогого фізичного 
моделювання або натурних випробувань, а також моделювати такі режими роботи 
топки, які здійснити при натурних випробуваннях на діючому обладнанні 
неможливо. Чисельне моделювання є ефективним та апробованим інструментом 
при опрацюванні передпроектних конструкторських рішень щодо модернізації 
котельного обладнання [50], оптимізації режиму [51] або для пошуку та усунення 
проблем у його роботі [52]. 
Чисельне моделювання, незважаючи на свої очевидні переваги, базується на 
значній кількості припущень та емпіричних констант, отриманих для конкретних 
умов. Це стосується як моделей турбулентності, так і теплообміну та горіння. Тому 
використання обчислювальної гідродинаміки (ОГД) як метод дослідження вимагає 
перевірки достовірності результатів чисельних розрахунків для досліджуваних 
умов роботи. 
2.1. Опис математичної моделі камери згоряння 
Протягом останніх десятиліть у світі ведуться активні розробки у галузі 
створення та вдосконалення інтегрованих програмних комплексів ОГД. В даний 
час їхній рівень розвитку досяг тієї стадії, що проведення чисельного експерименту 
стало стандартом під час виконання проектних та дослідницьких робіт. На 
світовому ринку з'явилася значна кількість програмних комплексів ОГД, що мають, 
як правило, модульну структуру, зручний графічний інтерфейс та широкий набір 
інструментів для створення та імпортування тривимірних об'єктів, побудови 
розрахункових сіток, завдання граничних умов та вихідних даних [50], [55]. 
У разі чисельного аналізу внутрішньотопкових процесів, найбільшу перевагу 
має програмний продукт ANSYS Fluent, апробований у вирішенні завдань 
найширшого класу - від пиловугільних котлів малої та середньої потужності до 
котлів з ЦКС. 
Прийнята математична модель топки включає наступну систему рівнянь [57]: 
33 
рівняння нерозривності (збереження маси); рівняння збереження енергії; рівняння 
збереження кількості руху; рівняння перенесення хімічних реагентів та продуктів 
реакції (рівняння дифузії); рівняння перенесення променистої енергії; рівняння 
стану; рівняння для дискретної фази 
Згідно з прийнятим підходом, теплообмін і горіння в газовій фазі 
представляються на основі способу Ейлера, тобто. використовуються стаціонарні 
просторові диференціальні рівняння балансу маси, кількості руху, концентрацій 
газових компонентів та енергії для газової суміші. Лагранжев підхід застосовується 
для опису руху та тепломасообміну одиночних частинок палива та золи вздовж їх 
траєкторій з урахуванням зворотного впливу дисперсної фази на несуче 
середовище [58]. 
Рівняння нерозривності для газового середовища: 
         (2.1) 
де Хі- просторова координата; р - щільність газу; uі - i-я компонента вектора 
швидкості. 
Для вирішення завдань руху рідини та газу використовується рівняння Нав'є-
Стокса (рівняння збереження кількості руху) [59]: 
   (2.2) 
де індекси iта j відповідають довільним елементам одиничної матриці; р - 
статичний тиск; µ - коефіцієнт динамічної в'язкості газу; δij- символ Кронекера. 
Рівняння збереження енергії: 
    (2.3) 
де V – середня швидкість газу; h- ентальпія газу; keff-ефективний коефіцієнт 
теплопровідності (враховує турбулентність потоку); Jj- Потік j-ї речовини, що 
переноситься дифузією; τeff- тензор девіацій напруги; Sh- теплота хімічних реакцій та 
інших джерел. 
Рівняння перенесення речовини дифузією: 
34 
       (2.4) 
де Υi- масова концентрація i-ї речовини; Ri- результуюча швидкість утворення 
i-ї речовини за рахунок хімічних реакцій; Si - швидкість утворення i-ї речовини з 
дискретної фази, а також плюс джерела, що задаються користувачем. 
Дифузія речовини у турбулентному потоці підраховується за формулою: 
      (2.5) 
де Di,m- коефіцієнт дифузії для i-ї речовини у суміші;  -турбулентне 
число Шмідта; DT,i- коефіцієнт термічної дифузії i-ї речовини; µt- турбулентна 
в'язкість; Dt – коефіцієнт турбулентної дифузії. 
В роботі використовувалася k-ε-модель турбулентності, однією з головних 
переваг якої є застосування пристінкових функцій для моделювання граничного 
шару [60]. Як модифікацію моделі турбулентності застосовувалися standard і 
realizable k-ε-моделі в залежності від складності течії. Realizable  k–ε-модель 
призначена для складних течій, де мають місце високошвидкісні, сильно закручені 
потоки або вихори [61]. Standard  k–ε-модель більш економічна, стійка, досить точна 
[62]. У даному випадку з'являються два додаткові рівняння: рівняння перенесення 
турбулентної кінетичної енергії kрівняння перенесення швидкості дисипації 
кінетичної турбулентної енергії ε [59]: 
    (2.6) 
  (2.7) 
Деµ – коефіцієнт динамічної в'язкості; μt – коефіцієнт турбулентної в'язкості; 
σk, σε – турбулентні числа Прантля для k та ε відповідно; Gk та Gb –генерація 
турбулентної кінетичної енергії, викликана градієнтом швидкостей та підйомною 
силою відповідно; YM – величина, що визначає внесок поширення пульсацій у 
загальну швидкість розсіювання; S – тензор напруги;C1ε,C2 - емпіричні константи; υ 
35 
– коефіцієнт кінематичної в'язкості; C3ε– змінна, що залежить від швидкості та 
ступеня турбулентності потоку; Sk, Sε –джерельні дані, що задаються користувачем;
 
Завдання руху частинок палива вирішується у постановці Лагранжа. Такий 
підхід дозволяє досить легко моделювати рух поліфракційних частинок [58]. При 
обчисленнях застосовувалася модель Discrete Phase Model (DPM)із законом тертя 
між частинками та газом Spherical. У разі траєкторії руху твердих частинок 
розраховуються шляхом інтегрування рівняння, отриманого з 2-го закону Ньютона 
[59]: 
        (2.8) 
де йр-швидкість частки; FD(й-йр) - сила тертя між частинкою та газом, наведена 
до маси частки; й - швидкість газу; ĝ - прискорення вільного падіння; рр- щільність 
частинки; ρ – щільність газу; Ḟ – інші сили, що діють на частку. 
Рівняння енергії для інертної твердої частки: 
      (2.9) 
де h- коефіцієнт тепловіддачі конвекцією; тр- маса частки, ср- питома 
теплоємність частки; Тр– температура частки ; Т∞– локальна температура газової 
фази; εр- випромінювальна здатність частки; Ар– площа поверхні частинки; σ= 5,67 
10-8 Вт/(м2 * K4 ) - постійна Стефана-Больцмана; ϑR- температура випромінювання. 
Горіння частки можна розділити на етапи: нагрівання інертної частки палива, 
вихід водяної пари, вихід та горіння летких, вигоряння коксового залишку. Горіння 
летких та їх відсотковий вміст у паливі визначає швидкість займання коксового 
залишку та горіння палива загалом. Модель Single Kinetic Rate визначає початок і 
швидкість виходу летких. Для обчислення константи швидкості kv цій моделі 
необхідно задати значення передекспоненційного множника та енергії активації. В 
даному випадку при кожному виконанні DPM-ітерації додається наступне рівняння 
[59]: 
36 
     (2.10) 
де kv- константа швидкості хімічної реакції; тр– маса частинок; fv0- початкова 
масова частка летких у частинці; fw0– початкова масова частка вологи в частинці; тр0 
- початкова маса частинки. 
Модель вигоряння коксу The Kinetic / Diffusion Surface Reaction Rate є 
дифузійно-кінетичною моделлю горіння. Для цієї моделі необхідно задати 
константи, що визначають швидкість дифузії D0 кисню до поверхні частинки та 
кінетику хімічної реакції (передекспоненційний множник та енергію активації). 
Механізм горіння коксу прийнятий двоступінчастим: спочатку вуглець окислюється 
до монооксиду вуглецю СО (що відповідає стехіометричному відношенню µс : µ02 - 
0,75), а потім СО доокислюється до СО2 гомогенної реакцією. При цьому рівняння 
горіння коксу має вигляд [59]: 
        (2.11) 
де Ар – площа поверхні частинки; рох- парціальний тиск окислювача в газовій 
суміші, що оточує частинку; К -швидкість хімічної реакції. 
Важливим етапом є вибір відповідної моделі горіння газових компонентів. У 
практиці моделювання топкових камер широко застосовуються модель Non-
Premixed Flames [63], [64] заснована на побудові pdf-таблиць і кінетично-дифузійна 
модель Finite- Rate / Eddy- Dissipation. У цьому роботі перевагу віддано другої 
моделі, адже модель Non- Premixed Flames застосовується тільки для дифузійного 
горіння. 
Радіаційний теплообмін у двофазному потоці представляється в рамках Р1 
наближення методу сферичних гармонік, який показує хороші результати 
застосування до пилокутних топок [65]. Перевагою цього є його хороша сумісність 
з методами розрахунку аеродинаміки і теплообміну. Модель випромінювання Р1 
складається з одного рівняння [59]: 
      (2.12) 
37 
Де а - коефіцієнт поглинання газу; ар– коефіцієнт поглинання 
частинок; σр- коефіцієнт розсіювання частинок; п - показник заломлення 
середовища; G- падаюче випромінювання; σ- постійна Стефана-Больцмана; Т – 
температура газів; Ер– радіаційне випромінювання частинок. 
Моделювання утворення оксиду азоту N0 складається з трьох складових: 
термічні, швидкі та паливні. Утворення термічних N0x приймається механізмом 
Зельдовича, швидких механізмом Фенімора. При спалюванні вугілля перетворення 
паливного азоту N0 відбувається через проміжні речовини: для кам'яного вугілля 
переважно через синильну кислоту НСN [66]; для низькосортних палив, таких як 
лігніт або буре вугілля реакція протікає через НСN і аміак NН3 з приблизно 
десятикратним переважанням NН3 [59]. Тому при моделюванні горіння СС вугілля 
проміжною речовиною приймаємо НС, а при моделюванні Б1 вугілля приймаємо 
КН3 . 
Часткове відновлення N0, що відбувається за рахунок ступінчастого 
спалювання палива (ребернінгу) приймається через реакції [67]: 
→продукти 
2.2 Паровий однокорпусний пиловугільний котел надкритичного тиску П-57 
Об'єктом дослідження обрано паровий котел П-57, як один з часто 
використовуваних при побудові ТЕС починаючи з 60 – х років XX століття(рис. 
2.1). 
Котел призначений для роботи на високозольному вугіллі в енергоблоці з 
турбіною потужністю 500 МВт. Котел прямоточний, надкритичного тиску, з 
проміжним перегрівом, однокорпусний, Т-подібне компонування, з врівноваженою 
тягою, з твердим шлаковидаленням. Резервне паливо – мазут [74]. Основні 
характеристики парового котла представлені у таблиці 2.1. 
Топкова камера відкрита, призматична, прямокутного перерізу з розмірами 
по осях труб 9,84 х21,84 м, екранована вертикальними панелями радіаційних 
поверхонь нагріву: НРЧ і СРЧ і обладнана 24 пиловугільними вихровими 
пальниками, розташованими зустрічно в два яруси на фронтальній і задній стінах 
38 
топки. Панелі СРЧ фронтальної та задньої стін розведені у фестони. У пізнішій 
модифікації цього котла для усунення шлакування та занесення у верхній частині 
топки встановлені двох світлові L-подібні екрани (модифікація П-57Р) [42]. 
 
Рис. 2.1 - Ескіз котла П-57-3М 
1 – ППТО; 2 – ширми; 3 – КПВС; 4 - другий ступінь КПНД; 5 - перший 
ступінь КПНД; 6 – перехідна зона; 7 – економайзер; 8 - молотковий млин. 
Таблиця 2.1 
Паспортні характеристики котлоагрегату П-57-3М 
№ п/п Характеристика Значення 
1 Паропродуктивність 1650 т/год 
2 Тиск перегрітої пари 255 кгс/см 2 
3 Температура перегрітої пари 540 °С 
4 Витрата пари на промперегрівач  1365 т/год 
5 Тиск на виході з промперегрівача 40,1 кгс/см 2 
6 Температура пари на виході з промперегрівача 545 °С 
7 Температура живильної води 271 °С 
Котел має систему пилоприготування з прямим вдуванням, що включає 8 
молоткових млинів з відцентровими сепараторами (по чотири з фронту та задньої 
39 
стіни). Над млинами розташовані бункери сирого вугілля з живильниками (ЖСУ), 
від яких вугілля по течкам надходить до млинів. Для видалення шлаку з топки 
встановлено 4 шнекові транспортери, максимальна продуктивність кожного - 7,7 
т/год. Ванна шнека заповнена водою, в яку занурений короб бункера шлакового 
котла для запобігання присосів повітря в цій частині топки. 
Зважаючи на високу зольність вугілля марки СС (44-55% на суху масу, табл. 
2.2) необхідно забезпечувати високі температури в зоні горіння, активне 
перемішування палива з повітрям та інтенсивну рециркуляцію гарячих топкових 
газів до кореня пальника. щоб його вигоряння відбувалося з високою ефективністю. 
Високі температури та подача всього організованого повітря в зону горіння 
призводять до підвищених викидів оксидів азоту NОх, що є серйозною проблемою 
при спалюванні вугілля цієї марки [75]. 
Для котлів П-57, що працюють на даному вугіллі характерні наступні 
показники при проектній тонині помелу R90 = 15%: втрати з мехнедопалом q4 = 
1÷3% при концентраціях оксидів азоту CNOх= 1000÷1500 мг/м3 [42], [75]. 
Застосування первинних заходів щодо придушення утворення N0x дозволяє досягти 
концентрацій ≤600 мг/м3 при цьому втрати з мехнедопалом перевищують 2%, [43], 
[76] [77], [78]. Розробка схеми спалювання, яка задовольняє як вимоги ефективного 
вигоряння палива, так і екологічні показники (за викидами NОх) є оптимізаційним 
завданням і вимагає знаходження компромісу між цими двома показниками. 
Таблиця 2.2 
Характеристики вугілля марки СС 
Зольність Вологість Густина Масові частки елементів, % Питома Нижча Вихід 
Аг, % Wr, % ρ ткаж кг/м3 Сг Нг Sc Nг Ог теплоємність теплота летких 
ср ,кДж/(кг-К) згоряння речовин 
Qr
i ,Дж/к Vг, % 
г 
38,1 4,7 1530 80,0 5,3 1,15 5,3 11,0 1,298 16,55 31 
Через інтенсивне зношування деталей сепараторів котла П-57, тонкість 
помелу пилу збільшена до R90 = 25-30% (при проектному залишку на ситі R90 =15%) 
і втрати тепла з механічним недопалом досягають q4 = 3,5% при роботі на вугіллі. 
У 2013 р. ВАТ "СТІ" провело заміну пальникових пристроїв на котлі. Початкові 
40 
вихрові пальники Подільського заводу [79] були замінені на малотоксичні вихрові 
пальники ВТІ-ЦНДІТМАШ (рисунок 2.2). Через війну заміни пальників втрати д 4 
вдалося знизити до 2,5%, а концентрацію оксидів азоту NOx у димових газах до 
значень 550-750 мг/м3 (при 1200 мг/м3 до реконструкції) [77]. 
 
Рис 2.2 - Малотоксичний вихровий пальник ВТІ-ЦНДІТМАШ 
Особливостями даного пальника є стадійне підведення повітря, що є першим 
фактором зниження утворення NОх. Другим фактором є локальне зниження кисню 
в зоні займання вугільного пилу, за рахунок установки розсікачів в канал 
аеросуміші. В результаті потік аеросуміші поділяється на 8 струменів, що підвищує 
периметр ежекції топкових газів та концентрує частинки вугільного пилу на 
периферії струменів. Канал вторинного повітря поділено на зовнішній, у якому 
потік повітря закручується тангенціальними лопатками та внутрішній, у якому 
потік закручується аксіальними лопатками [77]. 
Незважаючи на очевидні успіхи зі зниження q4 і NОх в результаті заміни 
41 
пальників розмелювання вугілля вимагає підвищеної витрати електроенергії Ерозм= 
20÷25 кВтг/т, тому цікавить подальше вдосконалення процесу горіння вугілля з 
метою можливості підвищення грубості помелу R90 при більш глибокому зниженні 
утворення оксидів азоту NОх. 
2.3 Вихідні дані чисельного дослідження 
Завданням цього дослідження є розробка такої схеми спалювання, яка 
дозволила б підвищити граничну грубість помелу R90 при одночасному збереженні 
втрат з мехнедопалом q4на колишньому рівні (або зниженні) і подальшому 
зниженні оксидів азоту, що утворюються NОх 
Однією з проблем високозольного палива є підвищена оптична щільність 
середовища в топці, що призводить до підвищеної температури газів на виході з 
топки в порівнянні з розрахунковою за нормативним методом [72]. Для котла П-57 
оптичну щільність середовища додатково підвищує великий обсяг камери топки ~ 
104 м3 і перевищення проектної температури на виході з топки для вугілля досягає 
140°С, а розрахункової за нормативним методом 80°С [58]. Підвищення 
температури на виході з топки призводить до шлакування і збільшення температур 
металу ширмового пароперегрівача (ШПП), що і показали результати дослідного 
спалювання вугілля на котлі П-57 [80] . Відповідно до [80] у другому ступені ШПП 
зафіксовано локальне перевищення гранично допустимої температури металу на 
~10°С. Тобто зниження температури на виході з топки котла П-57 є бажаним при 
розробці комбінованої схеми спалювання високозольного вугілля. 
Збільшення зольності палива Ас кожні 10% призводить до зниження 
адіабатної температури на 40-100°С, а температури факела на 30-90°С [81], що 
негативно позначається на займанні і горінні вугільного пилу. Досвідчені 
дослідження із запалення високозольного вугілля [82] показали, що такі типи 
вугілля мають температуру займання на рівні 1230-1300°С. 
Враховуючи високу зольність вугілля (А =44-55%) необхідно забезпечувати 
високі температури в зоні горіння, інтенсивне перемішування палива з повітрям та 
інтенсивну рециркуляцію гарячих топкових газів до кореня пальникового струменя 
для забезпечення стійкого запалення палива та його вигоряння з високою 
42 
ефективністю. Однак високі температури є причиною інтенсифікації утворення 
термічних оксидів азоту NОх що призводить до необхідності шукати оптимум між 
двома показниками (q4 і NОх.) Домагатися подальшого зниження концентрації 
оксидів азоту слід за рахунок первинних заходів щодо придушення утворення NОх 
[83], [84]. 
Американськими дослідниками Сарофимом, Ховардом, Кобаяші та іншими 
було виявлено, що реакційна здатність коксового залишку збільшується при 
значній частці мінеральних домішок у вугіллі [85], проте цей ефект підвищення 
швидкості горіння вугілля позначається незначно - лише в початковій ділянці 
факела, а основне горіння коксового залишку протікає в дифузійнії області [ 86 ]. 
Котел П-57 має кілька модифікацій, одна з них - П-57Р принципово 
відрізняється від інших конструкцій верхньою частиною камери топки, а саме - в 
ній відсутні фестони і труби СРЧ1 переходять в горизонтальний газохід. Крім того, 
модифікація П-57Р розрахована на спалювання високозольного вугілля валового 
видобутку із зольністю на робочу масу, що доходить до 55%. Для усунення 
шлакування і занесення попелу поверхонь нагріву в цій модифікації встановлені 
настінні ширми у верхній частині топки - двосвітлі екрани, які забезпечують 
додаткове охолодження димових газів, що виходять з топки. 
Згідно [72] межа розрахункової області камери топки в зоні вихідного вікна 
пролягає по площині, що проходить по осі першого ряду ширми, для випадків коли 
ширми виступають в топкову камеру (рисунок 2.3). У випадках, коли ширмові 
пакети розташовані по всьому перерізу топки (рисунок 2.3б) межею розрахункової 
області у верхній частині топки слугуватиме площина, що проходить під ширми . 
Для цього дослідження кращим є другий варіант розмежування, який дозволить 
зробити розрахункову модель універсальною для всіх модифікацій котла П-57. 
43 
 
Рис.2.3 - Границя розрахункової області камери топки в зоні вихідного 
газового вікна а) при виступаючих в топку ширмах; б) при розташуванні ширм по 
всьому перерізу топки; в) прийнята у цьому дослідженні. 
Нижню межу розрахункової зони прийнято проводити по середині повної 
висоти холодної воронки (рисунок 2.3б), проте з урахуванням додавання нижнього 
продуву в схему спалювання факел буде розтягуватися по висоті топки і в холодній 
воронці горіння палива і теплообмін будуть інтенсифікувати. Отже, в розрахункову 
зону необхідно додати всю холодну воронку. 
2.4 Чисельне дослідження комбінованих схем спалювання 
2.4.1 Варіант комбінованої схеми №1 
Конструкція пальника значною мірою визначає процес горіння – стійкість 
запалювання факела, інтенсивність вигоряння палива, рівень утворення токсичних 
речовин, топкову аеродинаміку. З цим пов'язані високі вимоги до конструкцій 
пальникових пристроїв. Типові конструкції встановлюються нормативними 
документами, наприклад [87], [ 88 ]. У світі накопичено значний досвід у 
проектуванні та конструюванні прямоточних та вихрових пальників [79], [89], [90], 
проте цікавить дослідження нетипових конструкцій прямоточних пальників на 
топкову аеродинаміку та горіння вугільного пилу. Зокрема перевірка гіпотези про 
вплив периметру запалювання пальника на швидкість займання високозольного 
вугілля є актуальним завданням. 
У першому варіанті комбінованої схеми (рисунок 2.4) пальники виконані у 
вигляді чотирьох труб діаметром 377х8 мм, розташованих одна над іншою, 
44 
нахилених вниз під кутом 45°. Таке виконання значно підвищує периметр ежекції 
топкових газів до кореня пальникових струменів і збільшує швидкість займання 
палива. Рівні розташування пальників 1-го та 2-го ярусів залишаються такими ж, як 
у існуючих вихрових (13,7 м та 17,7 м відповідно). Сопла третинного повітря 
виконуються на позначці 21,5 м у кількості 12 штук, по 6 з кожної сторони з 
нахилом на 55°. На стінах шлакового комода розташовані повітряні сопла у 
кількості 60 штук, по 30 з кожного боку. Усі сопла розташовуються у шаховому 
порядку з нахилом вгору на 50°. У пальники подається тільки пилоповітряна суміш, 
у сопла нижнього піддуву та сопла третинного піддуву - повітря. 
 
Рис.2.4 - Варіант №1 комбінованої схеми спалювання а) поздовжній розріз 
топки; б) переріз Б-Б; в) поздовжній розріз прямоточного пальника; г) перетин 
А-А. 1 – топка; 2 - холодна вирва; 3 – шлаковий комод; 4 - повітряні сопла 
нижнього дуття; 5 - осі мазутних розпалювальних пальників; 6 - пиловугільні 
пальники першого ярусу; 7 - пиловугільні пальники другого ярусу; 8 – сопла 
третинного повітря. 
Чисельне моделювання проводилося для таких умов: номінальний режим 
45 
роботи топки, при спалюванні вугілля марки СС, роботі восьми млинів, сумарному 
залишку на ситі R90=15°% і коефіцієнт полідисперсності n= 0,9. Характеристика 
досліджуваного вугілля марки СС представлена таблиці 2.3. 
Таблиця 2.3 
Характеристики досліджуваного вугілля  
 
Витрата сушильного агента за ММТ визначалася [41] для млинів з 
відцентровими сепараторами при розмелюванні кам'яного вугілля за відомою 
повною витратою палива на один млин 34,62 т/год. За розрахованими витратами 
сушильного агента (62,69 тис. м3/год) виконано тепловий розрахунок пилосистеми 
в програмі. Результати теплового розрахунку пилосистеми представлені у таблиці 
2.4. 
Таблиця 2.4 
Результати теплового розрахунку системи пилоприготування 
№ п/п Параметр Значення 
1 Витрата палива на котел (повний), т/год. 277 
2 Витрата палива на млин, т/год. 34,62 
3 Витрата аеросуміші за установкою, тис. м3 /год 62,69 
4 Теоретичний об'єм повітря, нм3/ кг 4,42 
5 Вологість палива, % 7 
6 Вологість пилу, % 2 
7 Температура аеросуміші за встановленням, °С 100 
8 Температура точки роси, °С 37 
9 Вміст кисню в аеросуміші, % 19,9 
10 Частка первинного повітря 0,285 
11 Присос у пилосистему 0 
12 Температура СА перед млином, °С 218 
13 Частка холодного повітря на СА 0,377 
14 Температура гарячого повітря, °С 318 
15 Температура холодного повітря, °С 50 
Частка первинного повітря виходячи з теплового розрахунку пилосистеми 
становила αгор = 0,285. Подача повітря до інших каналів розраховувалася 
пропорційно їх вихідним перерізам. Присоси повітря на топку Δαт = 0,05 
46 
розподілялися поступово по всіх каналах пальників і сопл.  
Щільність вугілля приймається рівною ρтл= 1600 кг/м3 , питома теплоємність 
сухого кам'яного вугілля ср = 1,09 кДж/(кг*К). Моделювання вологи палива 
виконано наступним чином: прийнято, що вся волога палива (5,39 кг/с) 
випаровується в системі пилоприготування і надходить разом з аеросумішю в 
пальники. Теплота, необхідна для випаровування вологи, що залишилася Wпл= 2% 
задавалася у вигляді прихованої теплоти частинок вугільного пилу в кількості 45,92 
кДж/кг. 
 
Рис.2.5 - Результати моделювання комбінованої схеми спалювання №1 
осьовому поздовжньому перерізі пальника №3 а) температурне поле, °С; б) 
вектори швидкості, м/с; в) концентрація дискретної фази, кг/м3; г) концентрація 
монооксиду азоту N0, м3/м3 . 
Рисунок 2.5 ілюструє основні результати моделювання вказаного режиму 
топки. Характерною особливістю даної схеми є те, що з-за малого кроку сопл 
нижнього піддуву, зустрічні струмені повітря стикаються і далі повітря потужним 
потоком рухається в центрі топки вгору у вигляді фонтану (рис2.5б). Високий 
периметр ежекції призводить до швидкого запалення паливно-повітряної суміші 
(рисунок 2.5а), але нестача кисню в активній зоні горіння призводить до 
підвищених втрат з мехнедопалом q4 =2,3%. 
Результатом цього є те, що струмені аеросуміші з пальників мають невеликий 
імпульс і не можуть глибоко проникнути в топку та взаємодіяти з сусідніми 
47 
струменями протилежної стіни. Максимальна температура факела в зоні горіння 
ϑм= 1707°С, температура на виході з топки ϑ``т= 1400°С, проте концентрація NОx 
знижується до CNOx=514 мг/нм 3 . 
Щоб оцінити вплив повітря в соплах нижнього та третинного продуву на 
вигоряння палива та аеродинамічну картину виконані розрахунки для наступних 
часток повітря в сопла Δαн.д./Δαтр.в.= 0,35/0,443, при постійної частці первинного 
повітря. 
Результати розрахунку показали незначне зниження втрат з мехнедопалу до 
q4=2,1%. Тобто перерозподіл повітря із сопл нижнього продуву на сопла 
третинного дало незначний ефект. Це говорить про те, що взаємодія пальникових 
струменів зі струменями третинного повітря так само слабка, як і в першому 
варіанті. При цьому температурні умови роботи топки стають більш сприятливими 
- максимальна температура факела знижується до 1694°С, а температура на виході 
з топки (перед двосвітлими екранами) знижується до ϑ``т= 1340°С. Крім того, 
спостерігається значне зниження викидів оксидів - СNOх = 320 мг/нм3 . 
Подальший перерозподіл повітря в соплах вимагатиме відповідно зниження 
сумарного вихідного перерізу сопл нижнього продуву і збільшення сумарного 
перерізу сопл третинного продуву, щоб підтримати вихідні швидкості повітря в 
прийнятних межах ((ωн.д. іωтр.в< 60 м/с). Для цього сопла третинного продуву 
виконуються також у вигляді чотирьох труб одна над одною, але труби 
виконуються діаметром 377х8 мм. Для сопл нижнього продуву зниження лише 
діаметра труб є недостатнім. Загальна кількість сопл нижнього продуву знижується 
з 60 до 12, при цьому труби виконуються діаметром 426х9 мм. Щоб струмені 
нижнього продуву не стикалися один з одним і не перешкоджали проникненню 
пальників в топку вони розташовуються на одній осі з пальниками першого ярусу. 
Розрахунки виконані для наступних часток повітря в топку: Δαн.д./Δαтр.в. 
=0,182/0,572 і Δαн.д./Δαтр.в. =0,159/0,521. 
У розрахунковому режимі, що відповідає Δαн.д./Δαтр.в.=0,182/0,572 загальна 
кількість пальників зменшено з 24 до 16, з метою збільшення кроку пальників та 
більшої глибини проникнення пальників. Кількість сопл нижнього та третинного 
48 
повітря відповідно знижується з 12 до 8 . 
 
Рис.2.6 - Температурні поля комбінованої схеми спалювання №1 в осьовому 
поздовжньому перерізі пальника №3, °С а) варіант Δαн.д./Δαтр.в.=0,571/0,221; б) 
варіант Δαн.д./Δαтр.в.=0,35/0,443; в) варіант Δαн.д./Δαтр.в.= 0,159/0,521; р) варіант 
Δαн.д./Δαтр.в.=0,182/0,572. 
 
Рис.2.7 -Вектори швидкості комбінованої схеми спалювання №1, м/с 
а) варіант Δαн.д./Δαтр.в.=0,571/0,221; б) варіант Δαн.д./Δαтр.в.=0,35/0,443; в) 
варіантΔαн.д./Δαтр.в.=0,159/0,521; г) варіант Δαн.д./Δαтр.в.= 0,182/0,572. 
Чисельне моделювання зазначених схем показало, що у варіанті з 
Δαн.д./Δαтр.в=0,159/0,521 відбувається значне підвищення втрат із механічним 
недопалом у порівнянні з попереднім варіантом – q4 =3.3%, а температура на виході 
з топки практично не змінюється ϑ``т=1345°С. З іншого боку, викиди оксидів азоту 
49 
знижуються до CNOx=278 мг/нм 3 . Це можна пояснити збільшенням частки третинного 
повітря. У варіанті з Δαн.д./Δαтр.в.=0,182/0,572, навпаки, відбувається зменшення втрат 
з механічним недопалом до величини q4=1,85% і незначне зниження температури на 
виході з топки ϑ``т=1321°С. Оксиди азоту зростають до CNOx =463 мг/нм 3 , незважаючи 
на велику частку повітря, що подається в сопла третинного продуву 
Епюри вертикальної складової швидкості, представлені на рисунку 2.8 
ілюструють яскраво виражений пристінковий рух газів з пальників другого ярусу 
на позначці 24 м, що становить небезпеку з точки зору шлакування топкових 
екранів. 
 
Рис.2.8 -Епюри швидкостей розрахункового варіанта №1 при агор= 0,45 в 
поздовжньому осьовому перерізі пальника №3 а) відмітка 8 м; б) відмітка 13,7 м; 
в) відмітка 17,7 м; г) відмітка 24 
Крім цього суттєвою проблемою є забезпечення оптимальної швидкості 
сушильного агента в молотковому млині ωс.а= 2÷3 м/с при даній кількості 
первинного повітря. Тобто застосування даної схеми спалювання, незважаючи на 
високу ефективність горіння палива, вимагатиме суттєвої реконструкції системи 
пилоприготування. 
50 
2.4.2 Варіант комбінованої схеми №2 
Враховуючи виявлені недоліки в комбінованій схемі №1, у другому варіанті 
комбінованої схеми спалювання враховано такі фактори: 
- необхідне підвищення далекобійності пальникових струменів; 
- сопла нижнього піддуву не повинні перешкоджати проникненню 
пальникових струменів у топку. 
 
Рис.2.9 -Комбінована схема спалювання, варіант №2 а) поздовжній розріз 
топки; б) переріз Б-Б; в) переріз А-А; 1 – топка; 2 - холодна вирва; 3 – шлаковий 
комод; 4 - повітряні сопла нижнього піддуву; 5 - пиловугільні пальники першого 
ярусу; 6 - сопла вторинного повітря першого ярусу; 7 пиловугільні пальники 
другого ярусу; 8 - сопла вторинного повітря другого ярусу; 9 – сопла третинного 
повітря. 
У другому варіанті (рисунок 2.9) пальники виконані у вигляді труби 
діаметром 720х8 мм із розсікачем по центру, під кожним пальником виконується 
сопло вторинного повітря. Пальник та сопло вторинного повітря мають загальну 
стінку. Поздовжній розріз пальника і сопла вторинного повітря представлений на 
51 
рисунку 2.10. Сопла нижнього піддуву виконуються також на стінках шлакового 
комода фронтальної і задньої стіни з нахилом вгору на 50°, по шість на кожній стіні. 
Проте, на відміну від першого варіанта, осі сопл нижнього піддуву збігаються з 
осями пальників першого ярусу. У другому варіанті комбінованої схеми пальника, 
сопла вторинного та третинного піддуву нахилені вниз на 40°. Також у порівнянні 
з варіантом №1 зменшується крок пальників і збільшуються відстані між крайніми 
пальниками та бічними стінами. Висота розташування пальників знижується - 
позначка 13 м для пальників першого ярусу та 16 м для пальників другого ярусу. 
Перший розрахунок виконувався для значень масових витрат повітря, 
поданих у таблиці 2.5. Частка первинного повітря визначена з теплового 
розрахунку пилосистеми, розподіл повітря, що залишилося, по соплах прийнято 
пропорційно площам їх вихідних перерізів. 
 
Рис.2.10 -Конструкція пиловугільного пальника, варіант №2 а) поздовжній 
розріз пиловугільного пальника; б) вид спереду (за нормаллю);1 - канал 
пиловугільного пальника; 2 - розсікач; 3 – канал вторинного повітря. 
Візуалізація результатів чисельного моделювання цього варіанта 
представлена на рисунку 2.11. Аеродинаміка стає більш стійкою (рисунок 2.11б), 
що сприятливо позначається на вигорянні палива - втрати з мехнедопалом 
знижуються до q4 = 1,5%. 
 
Таблиця 2.5 
52 
Комбінована схема №2, 24 пальника, варіант Δαн.д. /Δαтр.в.= 0,056/0,393 
№ Параметр Пилокутні Вторинне Сопла Третинне 
п/п пальники повітря нижнього повітря 
піддуву 
1 Надлишок повітря 0,2975 0,453 0,056 0,393 
2 площа, м2 6,817 7,368 0,9111 6,396 
3 площа на зрізі, м2 8,92 8,41 2,16 8,35 
4 нормальна об'ємна витрата 101,17 154,09 19,05 133,76 
повітря, нм3 / с 
5 реальна об'ємна витрата повітря, м 3 /с 138,23 333,58 41,25 289,57 
6 швидкість на зрізі пальника/сопла, м/с 15,50 39,64 19,07 34,67 
7 температура, °С 100 318 318 318 
8 густина, кг/м 3 0,946 0,597 0,597 0,597 
9 Повна масова витрата, кг/с 130,81 199,24 24,64 172,95 
Температура газів на виході з топки знижується в порівнянні з першою 
схемою υ''т = 1313°С, а активна зона горіння розташовується в нижній частині 
топки, що призводить до підвищених значень температури в ядрі факела, а отже і 
до підвищення викидів оксидів азоту CNOx= 549 мг/м3 
 
Рис.2.11 -Результати моделювання комбінованої схеми спалювання №2 при 
агор = 0,297 в осьовому поздовжньому перерізі пальника №3, а) температурне 
поле, °С; б) векторне поле, м/с; в) концентрація дискретної фази, кг/м3; г) 
концентрація монооксиду азоту N0, м3/м3 
Зменшення периметра пальника призвело до збільшення втрат q4 (порівняно 
зі схемою №1 при αгор=0,45). Але порівняно з варіантами схеми №1при порівнянних 
53 
частках первинного повітря вигоряння покращується. Ситуацію погіршує 
виконання каналу вторинного повітря по нижній твірній каналу пальника. Таким 
чином, струмінь аеросуміші з пиловугільного пальника екранується знизу від 
"гарячих" топкових газів шаром вторинного повітря. 
Рисунок2.11а ілюструє, що максимум температур посідає центр топки, на 
відміну від першої схеми, а сама максимальна температура сягає 1800°С. Сам 
розподіл температури в горизонтальному перерізі стає рівномірнішим, що свідчить 
про більш організовану аеродинаміку газів. Глибина проникнення струменів у 
топку також збільшилася (рисунок 2.11б). 
Аналіз розрахунків попередніх схем виявив одну із причин низької 
ефективності вигоряння палива, а саме відсутність повноцінної взаємодії 
зустрічних струменів. Принцип організації спалювання палива у зустрічно-
зміщених пальникових струменях полягає в інтенсивному тепло- та масообміні між 
зустрічними сусідніми струменями [10]. Для цього зустрічні струмені повинні 
проникати досить глибоко в топку, щоб "гаряча" хвостова частина одного струменя 
взаємодіяла з "холодною" початковою частиною іншого. 
Рисунок 2.12 показує, що у попередньому розрахунковому варіанті така 
взаємодія практично відсутня. Є інтенсивне вихроутворення в центрі топки, але 
повного ефекту від зустрічно-зміщеного компонування не спостерігається. 
Ймовірною причиною таких особливостей у аеродинаміці топки є недостатній крок 
між пальниками. Щоб перевірити вплив кроку пальника на розвиток струменів та 
вигоряння палива, крок пальника розрахований як варіант, в якому крок пальника 
збільшується до S=4800 мм. Для забезпечення такого кроку повна кількість 
пиловугільних пальників зменшується з 24 до 16. При цьому для підтримки 
вихідної швидкості аеросуміші і вторинного повітря канал пиловугільного 
пальника виконується з круглої труби діаметром 820х7 мм, а висота каналу 
вторинного повітря збільшується до 840 мм. Розташування сопл нижнього піддуву 
зберігається, але кількість зменшується до 8. 
54 
 
 
Рис.2.12 -Чисельне моделювання комбінованої схеми спалювання №2, 24 пальники 
Кількість сопл третинного повітря також зменшується до 8 але їх 
компонування змінюється - осі сопл третинного піддуву розташовують не на рівні 
пальників другого ярусу, а на рівні пальників першого ярусу (рисунок 2.13). 
Описані вище зміни в досліджуваній схемі повинні підвищити інтенсивність 
взаємодії не тільки зустрічних струменів у горизонтальній площині, але і всіх 
струменів з пальників та сопл однієї вертикальної площини. 
В даному варіанті частка повітря в соплах нижнього піддуву склала α н.д = 
55 
0.082. Результати моделювання показали значне зниження втрат з мехнедопалу q4 
=1%. Притискання пальникових струменів третинним повітрям призводить до 
локалізації факела в невеликому обсязі і, як наслідок, підвищення температури в 
ядрі факела більше 1800°С і зниження температури на виході з топки υ''т= 1303°С. 
Викиди оксидів азоту, в порівнянні з попередньою схемою, зростають СNOх=632 
мг/нм 3 . 
 
Рис. 2.13 - Розташування пальників та сопл однієї площини 1 - сопло 
нижнього піддуву; 2 - пиловугільний пальник 1-го ярусу; 3 - пиловугільний пальник 
2-го ярусу; 4 – сопло третинного повітря; 5 – сопло вторинного повітря. 
 
Рис. 2.14 - Результати моделювання комбінованої схеми спалювання №2 
при агор=0,297 та 16 пальниках в осьовому поздовжньому перерізі пальника №3 а) 
температурне поле, °С; б) вектори швидкості, м/с; в) концентрація дискретної 
фази, кг/м3; г) концентрація монооксиду азоту N0, м3 / м3 . 
56 
2.4.3 Варіант комбінованої схеми №3 
З результатів розрахунку попередніх схем можна назвати такі особливості 
організації процесу спалювання вугілля в комбінованих схемах: 
1. Збільшення периметра ежекції пальникових струменів збільшує 
швидкість займання та горіння палива, проте поділ одного струменя на кілька (як у 
варіанті пиловугільного пальника №1) послаблює їх. Розділені струмені нестійкі у 
горизонтальній площині, слабо проникають углиб топки, віджимаються до стін. 
2. Сплив струменя з пальника великого діаметра єдиним потоком значно 
збільшує його проникнення вглиб топки, проте нестійкість у горизонтальній площині 
зберігається. В результаті два зустрічні потоки замість зіткнення обгинають один 
одного. 
3. Конструкція пиловугільного пальника №2 є невдалою для спалювання 
пилу грубого помелу. При проектної тонині помелу R90 =15% q4 у схемі №2 становив 
1-1,5%, при угрубленні помелу R90 =50% q4 перевищує 7%. 
4. Найбільший недопал (60÷80% від усього q4 ) посідає паливо 
пальникових струменів другого ярусу. Це викликане забаластованістю повітря 
продуктами згоряння пальників першого ярусу та меншим часом перебування у топці. 
Тобто подальше вдосконалення схеми спалювання слід проводити з огляду на 
наведені вище обставини. Виходячи з цього, прийнято рішення застосувати такі 
варіанти для котла П-57 для розробки комбінованої схеми спалювання №3: 
- всі пальники та сопла виконати максимально широкими для підвищення 
стійкості струменів у горизонтальній площині. З урахуванням зустрічно зміщеного 
розташування пальників і сопл та прийнятого кроку між осями протилежних 
пальників/сопл рівного 2400 мм виконувати їх ширше 1200 мм не доцільно бо це може 
призвести до зіткнення зустрічно-зміщених струменів. 
- для зниження втрат з мехнедопалом q4 з пальників другого ярусу 
зменшити частку палива, що подається на пальники другого ярусу до 25-35% за масою. 
Для цього необхідно обладнати пилопроводи кожного млина пилеподілювачами, які 
ділитимуть потік аеросуміші так, щоб підтримувати співвідношення витрат у 
пальники першого та другого ярусу 65%/35% - 75%/25%. Далі більший потік 
аеросуміші надходить у пиловугільний пальник першого ярусу, а менший - другого 
57 
ярусу. Таке рішення призведе до того, що більшість палива згорятиме в кращих 
концентраційних умовах. 
- для зниження температури факела аеродинаміка організується таким 
чином, щоб пальниковий струмінь першого ярусу утворив дві зони вихрового руху 
газів (рис.2.15). 
- сопла нижнього піддуву розташовуються на протилежній від пальників 
першого ярусу стіні, як у НТВ топці для утворення «малого» вихору в холодній вирві. 
Сопла нижнього піддуву розташовуються на позначці 4м з нахилом 60° вгору, 
виконуються прямокутного перерізу з розмірами bxh1000x250 мм. 
 
Рис. 2.15 - Компонування пальників та сопл однієї площини, схема 
спалювання варіант №3: 1 - холодна вирва; 2 – шлаковий комод; 3 - пиловугільний 
пальник першого ярусу; 4 - пиловугільний пальник другого ярусу; 5 - сопло 
нижнього піддуву; 6 - нижнє сопло третинного піддуву; 7 – верхнє сопло 
третинного піддуву. 
- пальник другого ярусу розташовується також на протилежній від 
пальника першого ярусу стіні. Взаємодія потоків із пальників першого та другого 
ярусів утворює «великий» вихор. 
- сопла третинного повітря крім організації ступінчастого спалювання 
палива виконують також функцію захисту топкових екранів від пальників, що 
натікають на них. Для цього сопла третинного повітря розбиваються на верхні та 
58 
нижні. Нижні сопла виконуються на позначці 11,5 м з нахилом 60° вгору на 
протилежній пальникам першого ярусу стіні, вони додатково підкручують 
«великий» вихор. Верхні сопла виконуються на позначці 15,3 м з нахилом 60° вгору 
на протилежній пальникам другого ярусу стіні. Нижні та верхні сопла третинного 
повітря виконуються прямокутного перерізу з розмірами bxh 1200х250 мм. 
Для підвищення швидкості займання та горіння палива застосовуються 
щілинні пиловугільні пальники із зовнішньою подачею аеросуміші [88] (рисунок 
2.16). Паливні пальники першого ярусу встановлюються з кутом нахилу 40° вниз 
на позначці 12 м, пальники другого ярусу встановлюються без нахилу до 
горизонталі на позначці 16,3 м 
 
Рис. 2.16 - Схема щілинного пиловугільного пальника із зовнішньою 
подачеюаеросуміші1 – канал аеросуміші; 2 – канал вторинного повітря 
Результати моделювання при проектному значенні тонини помелу R90 = 15% 
показали суттєве зниження втрати тепла з мехнедопалом у порівнянні з 
попередніми варіантами q4=0,6%. температуру на виході з топки можна порівняти 
з отриманою у варіанті №2 (ϑ``т=1319°С). Однак викиди оксидів азоту при такому 
варіанті спалювання стають максимальними з усіх розглянутих - C 733 мг/нм 3 
NOx= 
за рахунок підвищення теплової напруги перерізу топки, а отже збільшення 
максимальної температури факела. Загрубління помелу до R90 =50% призводить до 
збільшення втрат тепла з мехнедопалом (q4 =5%), що нижче, ніж у схемі №2, але 
недостатньо для сучасних ТЕС з економічних міркувань. Температура на виході з 
топки при цьому знижується майже на 40°С (ϑ``т = 1282°С) 
Розподіл температур і концентрацій по поздовжнім і поперечним перерізам 
59 
показує велику рівномірність розподілу газів за об'ємом топки (рисунок 2.17) і 
високу симетрію топкової аеродинаміки в осьових поздовжніх площинах пальників. 
 
Рис. 2.17 - Результати моделювання комбінованої схеми спалювання №3в 
осьовому поздовжньому перерізі пальника №3а) температурне поле, °С; б) 
вектори швидкості, м/с; в) концентрація дискретної фази, кг/м3; г) концентрація 
монооксиду азоту N0, м3 / м3
. 
2.4.4 Варіант комбінованої схеми №4 
Результати чисельного моделювання, представлені в попередньому пункті 
показують, що варіант комбінованої схеми №3 є найкращим з точки зору вигоряння 
палива (q4=0,6%) і найгіршим за викидами оксидів азоту (СNOx=733мг/м3). На 
останньому етапі доопрацювання комбінованої схеми буде перевірено вплив 
триступеневого спалювання палива на концентрацію оксидів азоту на виході з 
топки. 
У четвертій комбінованій схемі передбачається додавання в пило систему 
пилоконцентраторів, які ділитимуть потік аеросуміші на два 
- сильнозапилений (g=0,8-0,9; 1=0,65-0,75) і слабозапилений (g=0,1-0,2; 
1=0,25-0,35). Слабозапилений потік подаватиметься в пальники другого ярусу, що 
виконуватиме роль другого ступеня спалювання палива. 
Сопла нижнього піддуву виконуються на одній стіні з відповідними 
пальниками першого ярусу однією віссю, адже розташування сопл за схемою НТВ 
(як у третьому варіанті схеми) не забезпечило стійкого вихору в холодній воронці. 
Виконання нижніх сопл віджимання, як показали результати моделювання схеми 
60 
№3, виявилося недоцільним. З урахуванням описаних вище фактів була отримана 
четверта комбінована схема, представлена на малюнок 2.18. 
 
Рис. 2.18 - Варіант комбінованої схеми спалювання №4:1 - холодна вирва; 2 
– шлаковий комод; 3 - пиловугільний пальник першого ярусу; 4 - пиловугільний 
пальник другого ярусу; 5 - сопло нижнього піддуву; 6 - сопло третинного піддуву 
 
Рис. 2.19 - Результати моделювання комбінованої схеми спалювання №3в 
осьовому поздовжньому перерізі пальника №4 а) температурне поле, °С; б) 
вектори швидкості, м/с; в) концентрація дискретної фази, кг/м3 ; г) 
концентрація монооксиду азоту N0, м3/м3 . 
Візуалізація результатів чисельного моделювання представлена на рисунку 
2.19. Характеристики комбінованих схем з найменшими значеннями втрат з 
мехнедопалу зведені в таблицю 2.6. 
Таблиця2.6 
61 
Характеристики комбінованих схем 
№п/п Параметр Схема №1 Схема №2 Схема №3 Схема №4 
1 Сумарний периметр пальників Пс, м 128,8 34 57,6 61,1 
2 Еквівалентнийдіаметр каналу аеросумішіdекв 0,361 0,806 0,691 0,691 
3 Співвідношеннянадлишківповітря αн.д./αтр^ н.д./тр 0,182/0,57 0,082/0,33 0,15/0,343 0,15/0,103 
4 Вихіднашвидкістьаеросуміші ω1, м/с 23,1 23,8 34,3 27 
5 Втрати з мехнедопалом q 4% 1,85 1 0,7 0,8 
6 Максимальна температура смолоскипаϑ м, °С 1772 1858 1862 1807 
7 Тме мпература на виході з топки ϑ” т ,, °С 1321 1303 1319 1299 
8 Концентрація N0х, мг/нм 463 632 733 620 
9 Часткаперекриття фронту котла пальниками Σbп/а т 0,066 0,148 0,22 0,22 
10 Коефіцієнтнадлишкуповітря в ЗАГ для пальників 1 0,96/1,25 0,95/0,99 1,08/0,98 0,81/2,2 
ярусу/2 ярусу, , α ЗАГ 
11 Ступіньзаповнення факелом горизонтального 0,5/0,3 0,6/0,6 0,8/0,5 0,8/0,4 
перерізу топки для пальників 1 ярусу/ 2 ярусу, ξ ф 
Результати моделювання при проектному значенні тонини помелу R90 =15% 
показали невелике збільшення втрат тепла з мехнедопалом у порівнянні з 
попереднім варіантом q4 = 0,8%, температура на виході з топки знижується на 20°С 
((ϑ``т=1299°С). Загрубління помелу до R90 = 50% призводить до збільшення втрат 
тепла з мехнедопалом (q4 = 5,2%). Важливим поліпшенням є зниження концентрації 
оксидів азоту до значення С 3 
NOx= 620 мг/нм . 
2.5 Регресійний аналіз результатів моделювання 
Обробка результатів експериментів вимагає застосування адекватних 
чисельних методів їх апроксимації чи інтерполяції. У разі багато параметричних 
функцій це завдання значно ускладнюється. При розробці схеми спалювання зі 
складною аеродинамікою топки виникає необхідність прогнозування ступеня 
вигоряння (або втрат з мехнедопалом) при заданих вихідних даних: геометрії 
топки, пальників і сопл; компонування пальників та сопл; розподіл повітря та 
палива по пальникам та соплам. Таке завдання становить труднощі через 
складність об'єкта дослідження і велику кількість змінних, що впливають на 
вигоряння палива. Тому розумним кроком є використання методів математичної 
статистики, наприклад регресійного аналізу. 
Метою регресійного аналізу є створення аналітичного виразу зв'язку 
залежної випадкової величини (результативна ознака) з незалежними випадковими 
62 
величинами Х1, Х2 ... Хn (факторами). Приймається, що зміна результативної 
ознаки обумовлена впливом однієї або кількох факторних ознак, а безліч інших 
факторів, що також впливають на результативну ознаку, приймається за постійні та 
середні значення [91]. 
Не маючи достатніх уявлень про природу впливу тих чи інших факторів на 
ступінь вигоряння палива, можна, покладаючись на експериментальні дані, 
визначити ступінь впливу фактора, що розглядається статистично. 
Експериментальними даними у цьому випадку виступають результати чисельного 
експерименту - результати моделювання комбінованих схем. Функція регресії 
може бути використана як для вирішення задачі інтерполяції, так і екстраполяції. 
Рівняння множинної лінійної регресії має вигляд [92]: 
        (2.13) 
де ŷ- теоретичні значення результативної ознаки, отримані шляхом 
підстановки відповідних значень факторних ознак рівняння регресії; X1, Х2,..., Хn - 
значення факторних ознак; а0, а1..., аn- параметри рівняння (коефіцієнти регресії). 
Параметри рівняння регресії можуть бути знайдені за допомогою методу 
найменших квадратів: знаходяться параметри моделі, при яких мінімізується сума 
квадратів відхилень емпіричних значень результативної ознаки теоретичних, 
отриманих за вибраним рівнянням регресії [91]: 
   (2.14) 
Далеко не завжди вдається описати явище лінійною функцією, то при обробці 
результатів експериментів часто використовуються нелінійні регресії. Якщо модель 
нелінійна по змінним, то запровадженням нових змінних її можна звести до лінійної 
моделі, з метою оцінки параметрів якої можна використовувати звичайний метод 
найменших квадратів. Наприклад, статечну функцію виду: 
     (2.15) 
Цю статечну функцію можна привести до лінійного вигляду, логарифмуємо 
ліву та праву його частини: 
63 
 (2.16) 
Коефіцієнти регресії βi визначаємо шляхом найменших квадратів для 
останнього лінійного рівняння. 
Регресійний аналіз будуватиметься на наступних припущеннях: 
- зв'язок між досліджуваними змінними передбачається лінійним. Якщо 
модель регресії нелінійна по змінним, її потрібно перетворити до лінійного виду. 
- різниця між передбаченими моделлю величинами і спостережуваними 
(експериментальними) підпорядковується нормальному розподілу ймовірностей. 
Для оцінки загальної якості рівняння лінійної багатофакторної регресії 
застосовується множинний коефіцієнт детермінації R2який визначає частку варіації 
результативної ознаки, викликану зміною факторних ознак, включених в модель. 
При значеннях R2>0,7 вважається, що варіація результативної ознаки Y обумовлена 
в основному впливом включених в регресійну модель факторів Х. 
Вигоряння пиловугільного палива в камері топки можна умовно розбити на 
наступні стадії [10], [20]: 
1. Прогрів пальникового струменя та займання палива. Визначальними 
дану стадію величинами є еквівалентний діаметр каналу аеросуміші dекв; периметр 
вихідного перерізу каналу аеросуміші (периметр запалювання) П3 ; швидкість 
аеросуміші на виході з пальника ω1; критерій Рейнольдса потоку аеросуміші на 
виході з пальника Reвих = ω1dекв /ν1 і частка первинного повітря, що подається на 
пальник α1 . де VI - коефіцієнт кінематичної в'язкості первинного повітря, м2/с. 
2. Горіння вугільного пилу у зоні активного горіння (ЗАГ). ЗАГ у 
літературі прийнято називати зону факела, в якій відбувається вигоряння 85-90% 
палива і яка становить 1/3-1/5 від об'єму камери згоряння. За характером горіння 
палива у ЗАГ можна виділити два етапи: 
- горіння вугільного пилу в струмені. Відрізняється високими 
концентраціями кисню та вугільного пилу, а також високими значеннями 
турбулентності потоку. Визначальними даний етап величинами є частка 
організованого повітря, що подається в один пальник аГОР; частка вугілля, що 
подається в один пальник ВГОР/ΣВвуг; критерій Рейнольдса потоку аеросуміші на 
64 
виході з пальника Reвих; вихідна швидкість аеросуміші ω1 
- горіння вугільного пилу в об’ємі ЗАГ. Характерними рисами даного 
етапу є зниження локальних концентрацій палива та кисню, зменшення 
турбулентності потоку. Однак зазначені недоліки компенсуються більшим часом 
перебування частинок палива в об’ємі ЗАГ. Визначальними даний етап величинами 
є локальний надлишок повітря в ЗАГ аЗАГ; частка вугілля, що подається в ЗАГ, 
ВЗАГ/Ввуг(характеризує максимальну температуру в ЗАГ); висота ЗАГ 
hзаг(характеризує час перебування частинок палива в ЗАГ); ступінь заповнення 
підйомної частини смолоскипа перерізу топки ξ ф. 
3. Догоряння великих коксових частинок палива в об’ємі топки (зоні 
допалювання). Даний етап характеризується низькими швидкостями горіння 
внаслідок знижених концентрацій кисню та знижених температур газу. Але завдяки 
значній висоті зони допалювання (4/5-3/4 висоти топки) вдається ефективно 
допалювати 10-15% палива, що залишилися. Визначальною на цьому етапі горіння 
є висота зони допалювання hдп. 
Окремо необхідно додати до моделі параметр, що враховує тонкість помелу 
- залишок на ситі розміром 90 мкмR90. 
Дана модель може бути застосована для прогнозу втрат q4 при розробці нової 
комбінованої схеми, що спалює високозольне вугілля. Комбінована схема може 
мати кілька ярусів пальників, які, у свою чергу можуть мати різну конструкцію, і 
різну частку вугілля, що подається в них. Це вноситиме своє обурення на 
підсумкове значення втрат q4, так як умови вигоряння палива з пальників різних 
ярусів відрізнятимуться. Крім того, можливі варіанти різних кутів нахилу 
пальників різних ярусів та подача палива з пальників другого ярусу з нахилом вниз 
у ЗАГ пальників першого ярусу. Тому для більш точного прогнозу втрат з 
мехнедопалом q4 доцільним є розрахунок втрат з мехнедопалу окремо для кожного 
ярусу пальників або окремої групи пальників і потім підсумовування цих втрат. Для 
збільшення кількості статистичних даних та підвищення точності моделі втрати q4 
визначалися для кожної групи пальників на одній стіні топки одного ярусу, так що 
для кожної схеми спалювання виходило чотири значення втрат q4 які необхідно 
65 
підсумувати. 
Таким чином, є завдання побудувати аналітичну залежність для знаходження 
втрат q4 від перерахованих вище факторних ознак. Модель повинна мати 
можливість вважати втрати q4 як для всієї схеми в цілому, так і окремі втрати q4 для 
групи пальників або ярусу слід розрізняти локальні втрати q4 і дійсні. Локальні 
втрати приведені до сумарної по групі пальників кількості палива, а дійсні до 
повної витрати палива в котлі. Якщо прогнозування втрат з мехнедопалом ведеться 
окремо за групами пальників, необхідно за рівнянням регресії визначити локальні 
втрати q4 для всіх груп пальників, потім за співвідношенням (2.17)перерахувати їх 
у дійсні втрати та підсумувати. 
         (2.17) 
Важливим етапом дослідження є вибір моделі множинної регресії. З цією 
метою виконаємо регресійний аналіз для п'яти типів моделей: лінійної, 
експонентної, статичної, показової та гіперболічної. Після порівняння рівня 
адекватності зазначених моделей буде зроблено вибір на користь найкращої. Багато 
параметричне лінійне рівняння регресії має вигляд: 
   (2.18) 
Експонентне рівняння: 
     (2.19) 
Ступінне рівняння: 
     (2.20) 
Показове рівняння: 
     (2.21) 
Гіперболічне рівняння: 
   (2.22) 
де П1 П2 ... Пn- незалежні змінні функції регресії; β0, β1, ..., βп - коефіцієнти 
66 
регресії. 
На наступному етапі виконувався відбір змінних для функції регресії. Вище 
були вказані 13 пояснюючих факторів, прийнятих для дослідження в першому 
наближенні: dекв; П3; ω1; Reвих; α1; агір; Вгір/ΣВуг; hзаг; ξф;  hджг;  R90. З моделі необхідно 
виключити фактори, що слабко впливають, а також фактори що мають між собою 
сильну взаємну кореляцію (коефіцієнт кореляції більше 0,85), що призводять до 
мультиколінеарності. В результаті проведеного аналізу з моделі були виключені 
такі фактори: критерій Рейнольдса Reвих; частка первинного повітря в один пальник 
агір; частка палива в один пальник Вгор/ ΣВ уг; частка палива в ЗАГ ВЗАГ /ΣВ уг; висота 
ЗАГ hзаг. Таким чином у моделі залишилися 8 незалежних змінних: dекв; П3; ω1; αзаг; 
агір; hзаг; ξф;  hджг;  R90..  
У таблиці 2.7 подано значення отриманих коефіцієнтів детермінації. 
Результати показують, що найбільші значення скоригованого коефіцієнта 
детермінації відповідають експоненційній та показовій моделі та дорівнюють ��2  
=0,942. Однак найменшу стандартну помилку показала статечна модель, у якої 
скоригований коефіцієнт детермінації менший і дорівнює ��2= 0,916. 
Для статичної моделі отримані такі коефіцієнти регресії: β0=4,25; β1 = -3,256; 
β2=-1,176; β3 = -0,774; β4 = 1,087; β5 = -2,275; β6=-767; β7 = - 1,176; β8= 1,579. Тоді 
підсумкове рівняння регресії набуде вигляду: 
(2.23) 
Похибка моделі дорівнює 27%. При прогнозуванні значень q >
4лок 0,5% 
точність прогнозування становить 15%. Значимість кожної незалежної змінної 
моделі перевіряється за коефіцієнтом Тb, рівному відношенню коефіцієнта регресії 
до стандартної помилки [91]. У таблицю 2.8 зведено результати розрахунку 
коефіцієнтів регресії, ранжовані з їхньої значимості моделі. 
Таблиця 2.7 
Коефіцієнти детермінації досліджених моделей регресії 
67 
№ п/п Тип моделі Коефіцієнт Коефіцієнт Коригований 
множинної детермінації  R2 коефіцієнт 
кореляції  R детермінації�� ̂ 2 
1 Лінійна 0,921 0,849 0,826 
2 Експонентна 0,975 0,95 0,942 
3 Ступінчаста 0,963 0,927 0,916 
4 Показова 0,975 0,95 0,942 
5 Гіперболічна 0,882 0,777 0,742 
Таблиця 2.8 
Результати регресійного аналізу щодо незалежних змінних 
№ п/п Змінна Коефіцієнти Стандартна t-статистика Р- 
помилка значення 
1 R90 1,579 0,0982 16,08 1,31Е-21 
2 α заг -2,275 0,2027 -11,23 2,16Е-15 
3 ξ ф -1,767 0,2474 -7,14 3,28Е-09 
4 П3 -1,176 0,3591 -3,275 0,001903 
5 dекв -3,256 1,008 -3,231 0,002159 
6 α гор 1,087 0,3824 2,842 0,006428 
7 ω 1 -0,774 0,382 -2,027 0,047947 
8 hджг -1,176 0,6408 -1,835 0,07237 
Рисунок 2.20 ілюструє залежність втрат з мехнедопалом q4 від залишку на 
ситі R90 при постійних значеннях незалежних змінних (dекв=0,7 м; Пз=4 м; ω1 =25 
м/с; агор=0,03,азаг=1; ξф = 0,5; hджг= 20 м), отримана за допомогою регресійної моделі 
(2.23). 
Рисунок 2.21 показує, що вплив надлишку повітря в пальнику і в ЗАГ на 
втрати з мехнедопалом близький до лінійного, вплив інших чинників близький до 
гіперболічного 
 
Рис.2.20 - Залежність втрат з мехнедопалом q4 від тонини помелу 
68 
 
Рис.2.21 - Залежність втрат з механічним недопалом q4параметрів 
регресійної моделі а) від локального надлишку повітря в ЗАГ заг; б) від ступеня 
заповнення підйомною частиною факела перерізу топки ξ ф; в) від периметру 
запалювання одного пальника Пз; г) від висоти зони допалювання в топці hджг. 
Дані регресійного аналізу (таблиця 2.7) показують, що найбільший внесок у 
втрати з мехнедопалом робить сумарний залишок на ситі 90 мкм і локальний 
надлишок повітря в ЗАГ. Висота зони догоряння та швидкість первинного повітря 
впливає на втрати з мехнедопалом найменшим чином. 
Висновок до другого розділу 
1. Досліджено чотири варіанти комбінованих схем, в яких варіювалися 
наступні параметри: конструкція пальників (сумарний периметр запалювання 
пальників у межах Пз=1,8-8 м; еквівалентний діаметр каналу аеросуміші в межах 
dекв=0,36-0,8 м); кількість пальників(16-24 шт.) та повітряних сопл (8-60 сопл 
нижнього піддуву, 8-16 сопл третинного повітря); взаємне розташування пальників 
та сопл; надлишки та швидкості первинного повітря(а1гор =0,012-0,062; ω1=15-35 
69 
м/с); частки повітря повітряні сопла(анд=0,056-0,57; атр=0,1-0,57); тепло 
напруження перерізу ярусу пальників(qf.ярус=1,11-4,45 МВт/м2 ) та фракційний 
склад вугільного пилу (R90=8-59%). 
2. Найкращі показники з вигоряння палива досягнуто зі схемами №3 та 
№4 (q4=0,6-0,8% при R90=15% іq4=5-5,2% при R90=50%), найгірші у схемі №1 
(q4=1,5-3,3% при R90= 15% і q4 > 7% при R90= 50%). Мінімальні викиди оксидів 
азоту досягнуті в комбінованій схемі №1 з часткою третинного повітря анд=0,521 
CNOx=278 мг/нм3 що задовольняє нормативним вимогам. Максимальні викиди 
відповідають схемі №3 - C 3 
NOx= 733 мг/ м . 
3. Аналіз варіантних розрахунків комбінованих схем котла П-57 виявив 
такі особливості: 
- Найбільш оптимальні значення периметра запалювання пальників 
знаходяться в межах 2,5-6 м, діаметра каналу аеросуміші в межах 0,6-0,8 м; 
- прямоточні пальники слід виконувати широкими для підвищення 
стійкості струменів у горизонтальній площині, ступінь перекриття пальниками 
фронту котла має бути не менше Σbгор /ат>0,14; 
- для забезпечення ефекту від зустрічно-зміщеної схеми спалювання слід 
збільшити крок пальників Sгор/aт≥0,14, і виконувати нахил пальників вниз не 
більше ніж на 50°; 
- найбільш оптимальний варіант розташування сопл нижнього піддуву - 
на одній осі з пальниками першого ярусу. Для підтримки мінімального провалу при 
угрубленному помелі вугільного пилу достатніми є частки повітря сопла нижнього 
піддуву а нд=0,08-0,15. 
4. Регресійний аналіз показав, що найбільш значущими факторами, що 
впливають на втрати q4 є сумарний залишок на ситі R90 і локальний надлишок 
повітря в зоні активного горіння азаг. Найменш значущими є швидкість первинного 
повітря ω1 і висота зони допалювання hджг. 
70 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
РОЗДІЛ 3 
 
ЧИСЛОВЕ ДОСЛІДЖЕННЯ 
ПРОЦЕСІВ ПІДГОТОВКИ І СПАЛЕННЯ 
НИЗЬКОСОРТНОГО 
ВИСОКОВОЛОГОГО БУРОГО ВУГІЛЛЯ 
У КОМБІНОВАНІЙ СХЕМІ 
  
МКР 23.144.11 ПЗ 
Змн. Арк. № докум. Підпис Дата 
Розроб. Рудь РОЗДІЛ 3 Літ. Арк. Акрушів 
Перевір.  
Беспалько 
ЧИСЛІВЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСІВ   
Реценз.  ПІДГОТОВКИ І СПАЛЕННЯ 
НИЗКОСОРТНОГО ВИСОКОВОЛОГОГО 
Н. Контр.  ЧДТУ, мТЕ-88 
БУРОГО ВУГІЛЛЯ У КОМБІНОВАНІЙ 
Затверд.  СХЕМІ 
71 
 
3.1. Опис об'єкта. Вихідні дані та граничні умови дослідження 
Як другий об'єкт дослідження було обрано паровий котел ТП-14А (рисунок 3.1.). 
Котел Е-220/100 (ТП-14А) -одно барабанний, водотрубний, з природною циркуляцією 
та двома ступенями випаровування, має П-подібне компонування. Основні 
характеристики парового котла представлені у таблиці 3.1. 
Таблиця3.1  
Паспортні характеристики котлоагрегату ТП-14А 
№ п/п Характеристика Значення 
1 Паропродуктивність 220 т/год 
2 Тиск у барабані 110 кгс/см 2 
3 Тиск перегрітої пари 100 кгс/ см2 
4 Температура перегрітої пари 540 °С 
5 Температура живильної води 215 °С 
6 Температура газів, що йдуть (газ) 119 °С 
7 Температура газів, що йдуть (вугілля) 164 °С 
 
Рис. 3.1 - – Схема котла ТП-14А 
1 - топкова камера; 2 – газозабірна шахта; 3 – бункер сирого вугілля; 4 - 
пиловугільні пальники; 5 - пилопровід до пальників; 6 – живильник сирого вугілля; 7 – 
течка сирого вугілля; 8 – короб гарячого повітря; 9 – сепаратор; 10 - 
шлакоприймальний бункер; 11 - млин-вентилятор. 
Камера топки має призматичну форму з розмірами в плані 9912x7160 мм. Об'єм 
72 
 
камери згоряння 1222 м3 , тепло напруга об'єму згоряння 1213х10 3 ккал*м3/година. 
Стіни камери топки екрановані випарними трубами діаметром 60x5 мм (сталь 20) з 
кроком 64 мм. На фронтовій стіні топки встановлені чотири пиловугільні щілинні 
пальники (рисунок 3.2) продуктивністю 18 т/год бурого вугілля, на бічних стінах на 
позначці 10 м розташовані чотири газомазутні пальники (рисунок 3.3) по дві на кожній 
стіні. 
 
Рис. 3.2 - – Ескіз пиловугільного щілинного пальника а) поздовжній розріз; б) 
перетин А-А. 
73 
 
 
Рис. 3.3– Газовий вихровий пальник……… 
Для котлів ТП-14А під час роботи на високовологому вугіллі характерні такі 
проблеми: 
- нестійке займання та горіння твердого палива без подачі високореакційного 
палива в корінь факела; 
- підвищені втрати з мехнедопалом зі збільшенням частки вугілля; 
- проблеми з перегріванням пари котла через низьку температуру на виході з 
топки при відключенні двох крайніх млинів; 
- перевищення нормативного значення питомих викидів оксидів азоту (320 
мг/м 3 [68]) в атмосферу; 
- значна тепло-гідравлічна розвірка в екранних та пароперегрівальних 
поверхнях нагріву при неповному складі працюючих млинів. 
Робота камери топки характеризується випаданням значної частки великого 
вугільного пилу в холодну вирву і підвищеному вмісту горючих в шлаку. Крім цього 
пальникові струмені надають динамічний тиск на екрани задньої стінки, що призводить 
до їх шлакування. 
Виходячи із зазначених фактів, при модернізації схеми спалювання котла ТП-14А 
74 
 
для низькосортного бурого вугілля марки Б1 необхідно вирішити наступні завдання: 
- підвищити стійкість запалення бурого вугілля; 
- підняти температуру газів у зоні активного горіння палива; 
- обмежити або усунути динамічний вплив факела пиловугільних пальників 
на екрани задньої стіни; 
- знизити втрати тепла з механічним недопалом провалу  q 4шл ; 
- підвищити температуру газів на виході із топки; 
- підвищити ефективність сушіння вугілля у пилосистемі; 
- забезпечити значення оксидів азоту, що утворюються в допустимих межах 
(не вище 320 мг/м 3 ). 
Запальний пояс у зоні займання та активного горіння палива покращує 
запалювання палива, шляхом зниження теплосприйняття екранів у цій галузі та крім 
того, підвищує температуру продуктів згоряння на виході з камери топки за рахунок 
зниження теплосприйняття топкових екранів у ЗАГ. 
Незважаючи на підвищення температури в ЗАГ у результаті зниження 
інтенсивності променистого теплообміну, це не повинно призвести до різкого зростання 
викидів NОх, тому що ця функція може призвести до зниження викидів NОх. 
максимальна температура факела не перевищить 1550°С (при якій різко збільшується 
утворення термічних N0 [83]). 
Основною функцією нижнього повітряного піддуву в технологічній схемі, що 
розглядається, є зниження провалу великих частинок в шлакоприймальний бункер і 
втрат з механічним недопалом провалу. Також за рахунок зменшення частки повітря, 
що подається в пальники та зменшення максимальної температури смолоскипа 
очікується зниження утворення NОх . 
Головна мета запропонованої модернізації – добитися можливості спалювання 
вугілля без підсвічування газом на номінальному режимі. Результати розрахунку 
пилосистеми для номінального режиму зведено таблицю 3.2. 
З урахуванням вищенаведених вимог розроблена принципова схема дозування 
присадки, яка представлена на рис. 3.4 
 
 
 
 
75 
 
Таблиця3.2 
Результати теплового розрахунку системи пилоприготування 
№ п/п Параметр Значення 
1 Витрата палива на котел (повний), т/год. 82,88 
2 Витрата палива на млин, т/год. 20,72 
3 Витрата аеросуміші за установкою, тис. м 3 /год 54,06 
4 Теоретичний об'єм повітря, нм3 / кг 2,12 
5 Вологість палива, % 52,2 
6 Вологість пилу, % 30 
7 Температура аеросуміші за встановленням, °С 86 
8 Температура точки роси, °С 72 
9 Вміст кисню в аеросуміші, % 8,4 
10 Частка первинного повітря 0,356 
11 Присос у пилосистему 0,294 
12 Температура СА перед сушильною шахтою, °С 805 
13 Температура СА перед млином, °С 275 
14 Частка рециркуляції топкових газів 0,25 
15 Частка гарячого повітря на СА 0 
16 Частка холодного повітря на СА 0 
17 Температура топкових газів, °С 805 
18 Температура гарячого повітря, °С 395 
Приймається, що в роботі будуть всі чотири млини-вентилятори з рівним 
завантаженням. Вугільний пил із залишком на ситі R90 =55% і коефіцієнтом 
полідисперсності n=0,9 проходить пилеконцентратори і поділяється на два потоки: 
- сильнозапилений, з часткою сушильного агента 1=0,35; часткою вугілля 
g=0,85; залишком на ситі R90 = 59,1%; коефіцієнтом полідисперсності n = 0,94. 
- слабозапилений, з часткою сушильного агента 1=0,65; часткою вугілля (1-
g) = 0,15; залишком на ситі R90 = 31,2%; коефіцієнтом полідисперсності n = 0,84. 
щільність вугілля приймається рівною ρтл= 1010 кг/м3 , питома теплоємність 
сухого бурого вугілля cр= 1,256 кДж / (кг * К) [41]. 
3.2Чисельне дослідження процесу сушіння високовологого бурого вугілля в 
системі пилоприготування з млином-вентилятором 
Підсушування палива є важливим етапом підготовки твердого палива до 
спалювання, що впливає на ККД котла, витрати на розмелювання, тягу і дуття. 
Зменшення вологості палива на 5% підвищує теплотворну здатність на суху масу на ~2 
76 
 
МДж/кг. Для палива Wp=50% близько 15% його теплотворної здатності витрачається 
випаровування вологи [93]. Вибір найбільш відповідного способу підсушування вугілля 
на станції обумовлений досягненням найвигідніших техніко-економічних показників 
сушарки та забезпеченням необхідної якості матеріалу, що висушується. Одним із 
найважливіших критеріїв є тривалість сушіння [94]. 
На електростанціях попереднє підсушування характеризується великими 
витратами палива, що позначається на розмірах сушильних пристроїв. У разі глибокого 
попереднього сушіння високовологого вугілля на працюючих ТЕС найбільш поширені 
газові (труби-сушарки, барабанні сушарки) та парові пристрої (трубчасті та пневматичні 
сушарки). За кордоном для підготовки високовологих палив набули поширення парові 
сушарки з киплячим шаром, що дозволяють значно збільшити час сушіння [95], але 
підвищують витрати на власні потреби станції і ускладнюють технологічну схему 
спалювання. 
Труби сушарки вигідно відрізняються від інших типів пристроїв простотою 
конструкції, меншими габаритами та металоємністю, можливістю їх виготовлення 
силами станції [96]. 
Зворотною стороною такого способу організації процесу є неможливість 
змінювати кількість сушильного агента (СА), залежно від початкової вологості палива, 
т.к. необхідно підтримувати швидкість газів, достатньої для транспортування вугілля. 
Тому більшу частину часу труби-сушарки працюють не з оптимальним 
співвідношенням газів та вугілля і вимагають більшої витрати СА на 1 кг випареної 
вологи, ніж барабанні [96]. 
При спалюванні бурого вугілля з помірною розмолоздатністю до кло>1,2 і 
початковою вологістю Wр>40% переважними є системи пилоприготування з млинами-
вентиляторами (далі М-В), в яких є можливість відбирати топкові гази з температурою 
900-1000°С глибокого підсушування палива. Такі схеми досить прості в конструкції, 
економічні в роботі, практично вибухобезпечні, але мають суттєвий недолік - гази, що 
відбираються, на сушку додатково завантажують зону горіння, ще сильніше знижуючи 
адіабатну температуру. 
Важлива роль в таких схемах відводиться попередньої сушці палива в сушильної 
шахті. До верхньої частини сушильної шахти примикає газопровід топкових газів та 
витікання сирого вугілля. Сушіння палива відбувається в низхідному потоці газів [97]. 
77 
 
На попередню сушіння припадає 40-50% всього вологозйому в пилосистемі, тому 
вдосконалення цього процесу має значний потенціал. Шахти проектуються в такий 
спосіб, щоб середня швидкість газів у них становила 12-20 м/с [98]. Середній час 
перебування частинок палива в шахті невеликий – 1,2-1,5 с. Відомий спосіб збільшення 
часу перебування вугілля в сушильній шахті, описаний [99]. Його суть полягає в 
установці регулюючого поворотного шибера у похилому газоході, що всмоктує. 
Недоліком такого методу є те, що затримка палива відбувається у зоні знижених 
температур газів, де інтенсивність процесу сушіння падає. За оцінками авторів, 
зниження вологості палива перед М-В становить 1,5% [99]. 
Тому доцільним модернізувати пристрій попередньої сушіння шляхом установки 
всередині шахти пристрою гальмування вугілля в зоні підвищених температур газів. 
Пристрій гальмування вугілля є порожнистим конусом, який розташовується на осі 
шахти під подачою сирого вугілля. Необхідною умовою виключення вибуху в 
сушильній шахті є правильний вибір кута нахилу конуса, який не повинен бути меншим 
за кут природного відкосу палива. Для бурого вугілля кут природного відкосу 
знаходиться в межах 20-45° [98], тому в пристрої гальмування кут нахилу утворюємо 
передбачений рівним 55°. Різниця висот між виходом з тічки вугілля та порожнистим 
конусом прийнята рівною 1м. На рисунку 3.4 представлена геометрія існуючої 
сушильної шахти на котлі ТП-14А ТЕЦ та варіанти модернізації сушильної шахти з 
улаштуванням гальмування вугілля. 
Частки вугілля, що падають, вдаряться з порожнім конусом, втрачатимуть свою 
кінетичну енергію і відскакуватимуть до периферії шахти. Тим самим підвищується час 
їх перебування у шахті та рівномірність заповнення ними перерізу шахти, що має 
позитивно позначатися на теплообміні між газами та частинками сирого вугілля. 
Зниження вологості палива перед млином має на меті не тільки підвищення 
інтенсивності займання аеросуміші, а й зниження витрати електроенергії на 
розмелювання вугілля. 
Як відомо, ККД розмелювання вугілля тим вище, чим менше його вологість за 
рахунок зниження пружності і відповідно розмолоспроможності М-В. Відповідно до 
[99], відносну економію електроенергії на розмелювання внаслідок зниження вологості 
на вході до млина можна оцінити рівняням 
78 
 
      (3.1) 
 
Рис. 3.4. - Сушильна шахта котла ТП-14А ТЕЦ а) фото сушильної шахти котла 
ТП-14А; б) 3d модель сушильної шахти; в) поздовжній розріз існуючої сушильної 
шахти; г) поздовжній розріз варіанта, що модернізується з пристроєм гальмування. 
де Кло.вл. - коефіцієнт розмолоздатності М-В у вихідному варіанті; Кло.вл.уст - 
коефіцієнт розмолоздатності М-В з використанням пристрою гальмування; Wр- робоча 
вологість палива, Wср=0,25W`т+0,75Wпл- середня вологість, при якій відбувається 
розмелювання палива, Wт- вологість палива на вході в М-В, %; Wпл- вологість 
вугільного пилу на виході з М-В, %; ΔWуст- зниження вологості палива на вході в М-В 
рахунку установки пристрою гальмування, %. 
В роботі знаходяться дві пилосистеми. Відповідно зверху до сушильної шахти 
надходять топкові гази з температурою 758°С витратою 6,5 кг/с. По течці сирого вугілля 
частки палива з витратою 4,656 кг/сек та температурою 0°С під дією сили тяжіння 
падають у шахту. На рисунку 3.5 представлені основні результати чисельного 
моделювання в осьовому поздовжньому перерізі шахти даного режиму.  
Масова витрата вологи, випарованої в сушильній шахті за результатами 
моделювання порівнювалася з порахованим за нормативним методом [41].(при заданій 
частці вологозйому в сушильній шахті ас = 0,4). Відхилення становило  
 
79 
 
 
Рис. 3.5. - Результати чисельного моделювання процесу сушіння, існуючий 
варіант шахти; б) із пристроєм гальмування……… 
Аналогічні розрахунки виконані для режиму 100%-го спалювання вугілля та 
чотирьох працюючих М-В. Результати чисельного моделювання сушильної шахти 
зведено до таблиці 3.3. 
Різниця масових витрат вологи, випарованої у пилосистемі, отриманих чисельним 
моделюванням існуючого варіанта і з пристроєм гальмування становило Gwвх-  
Gwу.т.=1,11-0,775=0,335 кг/с,, що еквівалентно зниження вологості перед млином 
ΔWуст=44,1-40=4,1%. Пораховане за рівнянням значення відносної економії 
електроенергії дорівнює ΔЕ=0,072. 
 
 
 
 
 
 
80 
 
Таблиця 3.3 
Результати моделювання процесу попереднього сушіння 
№п/п Величина Тепловий Чисельне Чисельне 
розрахунок моделювання моделювання 
  
вихідного вихідного варіанту з 
  
варіанту по варіанту пристроєм 
  
норм. методом гальмування 
Спільне спалювання вугілля та природного газу 
1 Gw,кг/с 0,675 0,724 0,96 
2 W'т, % 44,8 43,4 39,8 
3 t"нс, °С 272 301 269 
100% спалювання вугілля 
1 Gw,кг/с 0,73 0,775 1,11 
2 W'т% 44,5 44,1 40,0 
3 t"нс °С 275 292 260 
У таблиці 3.3Gw– масова витрата випареної вологи, кг/с; W'т -вологість вугілля на 
вході до М-В, %; t"нс- температура СА на вході до М-В, °С. 
На рисунку 3.5 показано розподіл температур, концентрації водяної пари, 
концентрації частинок у шахті та швидкості випаровування по перерізу шахти. У 
вихідному варіанті вугілля зсипається вузьким потоком і найбільш інтенсивне 
випаровування вологи відбувається у верхній частині шахти по осі. Далі ефективність 
сушіння знижується. У варіанті з пристроєм гальмування вугілля найінтенсивніший 
теплообмін і вихід вологи припадає на зону над порожнистим конусом і осьову зону під 
ним. Температурне поле під конусом істотно вирівнюється порівняно з вихідним 
варіантом, що свідчить про ефективніший теплообмін газів і вугілля. 
Рисунок 3.6 дає наочне уявлення щодо поведінки частинок палива різного розміру 
в сушильній шахті. Відносно дрібні частинки розміром до 500-600 мкм висушуються 
повністю за десяті частки секунди (в середньому 0,2 – 0,4 с). Збільшення розміру 
частинок різко знижує ефективність сушіння, волога палива випаровується в повному 
обсязі, проте час перебування таких частинок в сушильній шахті збільшується в 1,5 
рази. Згідно з результатами чисельного моделювання частинки розміром більше 2 мм 
практично не піддаються сушінню та зменшення їхньої вологості в сушильній шахті 
близько до нуля. 
Температура дрібних частинок (розміром до 500-600 мкм) у шахті змінюється 
стрибкоподібно. Що пояснюється різними температурними зонами в шахті, які 
потрапляють частки, захоплювані потоком сушильного агента. Температура великих 
81 
 
частинок (понад 600 мкм) спочатку зростає від початкової 0°С до температури точки 
роси 72°С. Після чого температура частинок практично не змінюється до повного 
виходу вологи, що узгоджується з існуючими уявленнями про процес випаровування 
вологи матеріалів, що висушуються - більше 90% вологи матеріалу виходить при 
постійній температурі, що дорівнює температурі точки роси [100]. 
Рисунок 3.6 ілюструє, що встановлення пристрою гальмування зменшує час 
висушування дрібних частинок у 1,5 рази. Час перебування великих частинок у 
сушильній шахті та ефективність їх підсушування збільшується у 2 рази. 
Зниження вологості перед млином на 4%, а також додаткове дроблення палива за 
рахунок ударів по пристрою гальмування еквівалентно зниженню тонкості 
розмелювання вугільного пилу R90 на 5% (при прийнятому зниженні значення R5 з 20% 
до 15% (П др. знижується з 1 до 0,96) та постійному витраті палива [41]) 
 
Рис. 3.6. - Залежність вологості Wуг і температури tуг частинок вугілля від часу 
перебування в шахті τ а) існуючий варіант; б) з улаштуванням гальмування 
3.3.Розробка комбінованої схеми спалювання низькосортного 
високовологого бурого вугілля 
У попередньому пункті описаний основний підхід до модернізації схеми 
спалювання високовологого вугілля в котлі ТП-14А. Даний підхід включає 
вдосконалення топочно-пальникового пристрою за рахунок реконструкції пальників, 
додавання повітряних сопл і установки запального пояса в зоні пальників. 
82 
 
У [49] у вказівках щодо встановлення запального пояса в топках, для парових 
котлів з фронтальним розташуванням пальників, рекомендується проводити 
обшипування екранних труб на трьох стінах камери топки, виключаючи задню стінку, 
адже підвищений динамічний тиск факела на задню стінку топки прискорює 
руйнування футерування в цій зоні. Також не рекомендується закривати 2-4 труби від 
кутів топки запальним поясом [21]. Нижню позначку запального пояса на вертикальних 
стінках топки, рекомендується брати 2,5-3,5 метра від верхньої позначки холодної 
лійки, а верхню - вище 1-1,1 метра від верхньої осі пальників. 
Відповідно до [21] у котлах з пилеконцентраторами зона скидних пальників не 
входить у ЗАГ, т.к. зони горіння основних та скидних пальників рознесені на достатнє 
віддалення один від одного по висоті, а основне тепловиділення припадає на основні 
пальники. Більш того, пил, що надходить у скидні пальники, має порівняно високу 
тонкість помелу (R90 ~30%) і не вимагає додаткових рішень щодо інтенсифікації горіння. 
У зв'язку з вищесказаним установка запального пояса в зону скидних пальників не є 
доцільною. 
Варіантні розрахунки комбінованих схем для котла П-57, описані в попередніх 
розділах, показали оптимальним варіант установки сопл нижнього піддуву на стінах 
шлакового комода на одній осі з пальниками. Самі сопла доцільно виконувати 
прямокутного перерізу із співвідношенням сторін bс/hс>0,5. Тому було прийнято 
рішення встановити сопла нижнього піддуву на стінках шлакового комода на осях 
пальників, у кількості чотирьох штук, під кутом 55° вгору. Ескіз виконання камери 
топки представлений на рисунку 3.7. 
На рисунку 3.8 показано фрагмент розрахункової сітки камери топки парового котла. 
Сумарна кількість елементів - осередків розрахункової сітки склала 1020371. У таблиці 3.2 
наведено результати теплового розрахунку пилосистеми досліджуваного режиму. Інші 
необхідні вихідні дані зведено таблицю 3.4. У таблиці 3.5 наведено дані щодо балансу 
повітря. 
Візуалізація результатів чисельного моделювання модернізованої камери топки 
представлена на рисунках 3.9-3.10 
83 
 
 
Рис. 3.7. - Комбінована схема спалювання вугілля парового котла ТП-14А:1 – основні 
пальники; 2 – скидні пальники; 3 - сопла нижнього піддуву; 4 - сопла відтискання; 5 - 
запальний пояс; 6 – газозабірні шахти; 7 - канал аеросуміші; 8 - вторинний канал 
повітря. 
 
 
Рис. 3.8. - Фрагмент розрахункової сітки камери згоряння 
84 
 
Таблиця 3.4  
 Вихідні дані для чисельного моделювання спалювання в паровому казані бурого 
вугілля Б1, номінальний режим роботи 
№ п/п Параметри Значення Розмірність 
1 Витрата вугілля 23,02 кг/с 
2 Теплота згоряння вугілля 7,327 МДж/кг 
3 Найвища теплота згоряння вугілля 9,106 МДж/кг 
4 Теоретичний об'єм повітря для вугілля 2,119 нм 3 /кг 
5 Коефіцієнт надлишку повітря на виході з топки 1,25 - 
6 Секундний теоретичний об'єм повітря у топці 48,79 нм 3 /с 
7 Секундний дійсний об'єм повітря у топці 60,98 нм 3 /с 
8 Масова витрата повітря на топку 78,85 кг/с 
9 Витрата сухого вугілля 11,00 кг/с 
10 Масова витрата СА на вході в трубу сушарки 24,34 кг/с 
11 Повітря в СА 18,55 кг/с 
Таблиця 3.5 
Баланс повітря у котлі ТП-14А 
№ п/п Параметри а V, нм 3 /с G, кг/с 
1 Первинне повітря 0,356 17,37 22,46 
2 Вторинне повітря 0,604 29,47 38,1 
3 Нижній піддув 0,12 5,85 7,57 
4 Газові горілки 0,1 4,88 6,308 
5 Сопла віджимання 0,07 3,42 4,42 
6 Сумарне значення 1,25 60,98 78,85 
 
Рис. 3.9 - Результати моделювання комбінованої схеми спалювання вугілля 
марки Б1 в осьовому поздовжньому перерізі пальника №3 а) температурне поле, °С; 
б) вектори швидкості, м/с; в) концентрація дискретної фази, кг/м3 ; г) концентрація 
монооксиду азоту N0, м3/м3 . 
85 
 
Втрати з мехнедопалом q4 склали 1,2%. Температура на виході з топки υ''т склала 
1012°С, що майже на 60°С перевищує відповідне значення для режиму спільного 
спалювання газу і вугілля. Частка частинок, що провалюються в шлаковий комод, при 
прийнятій частці повітря, що подається в сопла нижнього піддуву Δαн.д= 0,12 виявилася 
менше 1% від усієї маси палива, а втрати з мехнедопалом провалу q4 шл = 0,1% (~8% 
від всього q4) 
 
Рис. 3.10 - Концентрація газових компонентів комбінованої схеми спалювання 
вугілля марки Б1 в осьовому поздовжньому перерізі пальника №3, а) концентрація О2 
м3 /м3 ; б) концентрація Н2О, м/м3 ; в) концентрація летких, м3/м3 ;г) концентрація СО, 
м3/м3 . 
Рисунок 3.10а ілюструє зону активного горіння, що знаходиться приблизно на 
тому ж рівні проникнення смолоскипа в топку, що і при «підсвічуванні» смолоскипа 
природним газом, отже швидкості запалення вугілля в обох випадках близькі. 
Максимальна температура газів у топці склала 1450°С, що у комбінації зі ступінчастим 
підведенням повітря в топку призвело до зниження викидів оксидів азоту до значень 
298 мг/нм 3 (на 12%). Ця обставина не є типовою для випадків переведення котлів з газу 
на вугілля – як правило, викиди N0 зростають, наприклад, [101]. Отримані результати 
N0 обумовлені в тому числі і низькою теплотою згоряння вугілля марки Б1 
 
 
86 
 
 
Висновок до третього розділу 
Результати чисельного моделювання запропонованого варіанта модернізації 
показали важливу можливість стійкого спалювання бурого вугілля без підсвічування 
факела високореакційним паливом. Втрати з мехнедопалом q4 склали 1,2%, температура 
на виході з топки υ''т= 1012°С, частка втрат тепла з мехнедопалом з провалом коксових 
частинок зменшилася з 75 до 8%, концентрація оксидів азоту в димових газах знизилася 
на 1. 
Чисельне моделювання сушильної шахти виявило, що дрібні частинки розміром 
до 500-600 мкм повністю висушуються за 0,2-0,4с, а частинки розміром більше 2 мм 
практично не піддаються сушінню.  
Установка пристрою знижує час підсушування дрібних частинок у 1,5 рази і 
підвищує час перебування великих частинок у шахті та ефективність їх сушіння у 2 
рази. Пристрій гальмування в сушильній шахті знижує вологість палива перед млином 
на 4%, що дозволяє заощаджувати 7,2% електроенергії на розмелювання. 
  
87 
 
 
 
 
 
 
РОЗДІЛ 4  
 
ТЕХНІКО-ЕКОНОМІЧНІ 
ПОКАЗНИКИ ВПРОВАДЖЕННЯ 
КОМБІНОВАНИХ СХЕМ СПАЛЮВАННЯ 
 
 
  
МКР 17.144.28 ПЗ 
Змн. Арк. № докум. Підпис Дата 
Розроб. Рудь  Літ. Арк. Акрушів 
Перевір. РОЗДІЛ 4  
Беспалько 
ТЕХНІКО-ЕКОНОМІЧНІ ПОКАЗНИКИ   
Реценз.  ВПРОВАДЖЕННЯКОМБІНОВАНИХ 
СХЕМ СПАЛЮВАННЯ 
Н. Контр.  ЧДТУ, мТЕ-88 
 
Затверд.  
88 
 
4.1 Оцінка оптимальних розмірів помолу при комбінованій схемі 
спалювання вугілля в котлі П-57 
Для оцінки економічного ефекту від впровадження комбінованої схеми 
спалювання для вугілля встановимо оптимальне значення залишку на ситі R90опт , якому 
відповідатимуть мінімальні сумарні витрати на розмелювання, ремонт млинового 
обладнання та втрати палива від мехнедопалу [10]. Визначення R90опт проводиться за 
результатами спільних випробувань котла та системи пилоприготування за різних 
значень залишку на ситі R90 . Далі будується графік залежності сумарних витрат від R90 
і за мінімальним значенням витрат знаходиться оптимальне значення залишку на ситі. 
У розділі раніше виконані варіантні розрахунки комбінованих схем спалювання 
для котла П-57 при різних конструкціях і компонуваннях пальників і сопл, а також при 
різному розподілі витрати повітря на сопла та палива в пальники. Найбільш 
оптимальним є варіант схеми №4 що дозволяє спалювати вугілля з втратами з 
мехнедопалом q4=0,8%,  при залишку на ситі R90 = 15% і q4 = 5,2% при залишку на ситі 
R90 = 50% при номінальному навантажені. Концентрація оксидів азоту в димових газах 
становить СОх= 620 мг/нм3 . Виходячи з наведених вище результатів, за основу 
реконструкції схеми спалювання котла П-57 візьмемо саме цей варіант комбінованої 
схеми.  
З метою визначення оптимальних тонкощів помелу виконаємо чисельне 
моделювання топки вказаного котла з комбінованою схемою спалювання №4 при 
наступних значеннях залишку на ситі R90 : 25,3%; 30%; 36%; 43% та 50%. У таблиці 4.1 
наведено дані розрахункових фракцій вугільного пилу. 
Таблиця 4.1 
Фракційний склад розрахункового вугільного пилу 
№ Сумар. Середній Пальники 1-го ярусу Пальники 2-го ярусу 
п/п залишок діаметр Сумар. Середній Коеф-т Сумар. Середній Коеф-т 
на ситі пилу, мкм залишок діаметр полідисп. п залишок діаметр полідисп. п 
R90,% на ситі пилу, мкм на ситі пилу, 
R90,% R900,% мкм 
1 25,3 63 29 72 0,95 10,5 33 0,8 
2 30 73 35,5 87 1 8 30 0,85 
3 36 88 42,8 106 0,99 9 36 0,96 
4 43 109 51,5 134 1,03 8,8 36 0,98 
5 50 135 59,5 168 1,05 11,8 38 0,89 
Розраховувався режим 466 МВт при паропродуктивності котла 1510 т/год, що 
89 
 
відповідає ~91% навантаження котла. Присоси повітря прийняті рівними Δαт=0,02 і 
рівномірно розподілені по всіх каналах пальників, частка первинного повітря взята з 
розрахунку пилосистеми для цього режиму а1 = 0,311 (з урахуванням повітря присосів). 
У завантаженні знаходяться всі 8 молоткових млинів, 16 пиловугільних пальників, 8 
сопл нижнього та 8 сопл третинного піддуву. Пилоконцентратори ділять потік 
аеросуміші у співвідношенні l/(1- l)=0,65/0,35 і вугільний пил у співвідношенні g/(1-
g)=0,8/0,2. Граничні умови для стін камери топки, горизонтального газоходу і стелі 
приймаються такими ж, як для оригінальної схеми. 
Розрахунок виконувався до значень нев'язки щодо рівняння нерозривності 
порядку 10 -3 , а по рівнянню енергії порядку 10 -6 . Небаланс за масовими витратами 
моделі досяг близько 10 -3 кг/с та за повною енергією моделі близько 10 5 Вт. Зазначені 
порядки нев'язок і небалансу досягалися під час виконання трохи більше 5000 ітерацій 
всіма різницевими сітками. 
Візуалізація результатів моделювання представлена рисунку 4.1. Основні 
результати моделювання представлені у таблицях 4.2-4.3. 
 
Рис. 4.1 - Результати моделювання комбінованої схеми №4 на котлі П-57-3М у 
поздовжньому осьовому перерізі пальника №3 а ) поле температур, °С; б) 
концентрації О 3 3 
2кг/кг; в) концентрація N0, м / м . 
Впровадження комбінованої схеми спалювання на котлі П-57, як показують 
результати моделювання, дозволить знизити викиди оксидів азоту на 16% до значення 
533 мг/м3, що задовольняє нормативне значення для котлів, введених в експлуатацію до 
2000 р. ( 540мг/ м[68]). При збільшенні тонкості помелу відбувається зниження 
концентрації NОхза рахунок зниження максимальної температури в топці 
90 
 
 
Таблиця 4.2 
Основні теплові характеристики топки котла П-57 за результатами чисельного 
моделювання 
R90, % q4% Т`` Т,°С Т мах', °С 
 
Ориг.схема Комбінов.схема Ориг.схема Комбінов.схема Ориг.схема Комбінов.схема 
25,3 1,6 1 1310 1203 1702 1772 
30 2,1 1,3 1303 1198 1690 1761 
36 2,8 1,8 1299 1191 1678 1749 
43 3,9 2,5 1282 1180 1667 1699 
50 5,2 3,5 1278 1172 1658 1647 
Таблиця 4.3 
Концентрації NОхта СО у котлі П-57 за результатами чисельного моделювання 
№ п/п R.90,% Концентрація NОх при а = 1,4 Концентрація СО при а = 1,4 
Ориг. схема Комбінов.схема Ориг. схема Комбінов. схема 
РР т мг/нм 3 РР т мг/нм 3 РР т мг/нм 3 РР т мг/нм 3 
1 25,3 309 634 260 534 25 31 22 27 
2 36 301 619 254 522 29 36 24 30 
3 50 249 512 250 513 32 40 26 32 
Зміна втрат з мехнедопалом q4 залежно від залишку на ситі R90 для вихідної та 
комбінованої схем, отримане за результатами моделювання, представлено на рисунку 
4.2. Комбінована схема спалювання для котла П-57 знижує втрати q4 в 1,6 рази при R90 
= 25,3% і в 1,5 рази при R 90 = 50%. На графіку тонким штрихом виділено область, що 
відповідає економічно прийнятним значенням втрат q4 при спалюванні вугілля на 
більшості вітчизняних та зарубіжних енергетичних котлів. З графіка випливає, що в 
пропонованій комбінованій схемі можливе угрублення помолу до значень залишку на 
ситі R90 = 38-46%. 
 
Рис. 4.2 - Залежність втрат q4 від залишку на ситі R90, 1 – вихідна схема; 2 - 
91 
 
комбінована схема 
Проте, це не означає, що при залишках R90 =38-46% матиме місце найбільш 
економічний режим. Для цього необхідно зіставити витрати від механічного недопалу, на 
розмелювання та ремонт пило підготовчого обладнання. Визначення оптимальних розмірів 
помолу представлено на рисунку 4.3. 
 
Рис. 4.3 - Економічна тонина помолу 
Витрати на пилоприготування та ремонт визначені з розрахунку молоткового 
млина для різних значень R90 . За результатами розрахунків встановлено, що мінімум 
кривої q4+Aрзм+Арем (ΣFmin=7300грн/т) відповідає оптимальному значенню залишку 
на ситі, що дорівнює К 90опт =36%. Цьому значенню відповідають оптимальні: втрати з 
мехнедопаломq4опт = 1,8%; витрати на паливо від мехнедопалу q' 4опт= 1620 розмел грн/т; 
витрати електроенергії на розмелювання Е рзм. опт = 19 кВтг/т; витрати на А рзмопт = 
3420грн/т; витрати на ремонт Арем. опт= 2360грн/т. 
4.2 Вплив товщини помолу на теплову схему котла П-57 
Відхилення товщини помелу від проектної величини, очевидно, вплине не тільки 
на показники роботи топки, але і на теплову схему котла в цілому. Тому необхідно 
дослідити можливі відхилення показників котла і по-можливості встановити їх 
характер. В даному підрозділі за допомогою програмного комплексу Boiler Designer 
[102] досліджено вплив зміни тонкості помелу R90 на такі параметри як: ККД котла, 
витрата палива, тепло сприйняття поверхонь нагріву, частку байпасування в ППТО, 
температурні умови металу труб, температури середовищ в трактах. Достовірність 
92 
 
результатів покликана забезпечити валідація математичної моделі, що проводиться 
шляхом зіставлення розрахункових значень величин з даними випробувань П-57 котла, 
наданими електростанцією. 
При виконанні варіантних розрахунків котла у програмі Boiler Designer 
передбачалося наступний вплив тонини помелу на теплообмін у котлі. 
1. Зі збільшенням залишку на ситі R90 зростають втрати з мехнедопалом q4 , 
тепловиділення Qт і адіабатна температура в топці котла tа падає. Характер зміни q4 від 
R90 взято з результатів чисельного моделювання. 
2. Зі збільшенням залишку на ситі R90 забруднення топкових екранів 
зменшується, коефіцієнт теплової ефективності топки ψт збільшується. 
3. Зі збільшенням залишку на ситі R90 ядро смолоскипу розтягується, його 
відносне положення в топці знижується, коефіцієнт положення ядра смолоскипу М 
збільшується. 
4. Зі збільшенням залишку на ситі R90 коефіцієнт ослаблення променів 
частинками попелу випадає за рахунок збільшення середнього діаметра частинки dзл і 
зменшення концентрації частинок попелу в димових газах μ зл за рахунок збільшення 
провалу частинок в шлакоприймальну ванну [72]: 
         (4.1) 
5. При зростанні залишку на ситі R90 забруднення конвективних поверхонь 
нагрівання ε знижується [72]: 
         (4.2) 
За допомогою програми Boiler Designer побудовано математичну модель теплової 
схеми котла П-57. Розраховувалися чотири режими роботи котла: 330 МВт, 425 МВт, 
465 МВт та 483 МВт. 
На рисунку 4.4 зображено схему газового тракту котла П-57 з результатами 
розрахунку при комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 МВт. По тракту 
розташовані наступні поверхні нагріву: топкова камера, фестон, паралельно 
розташовані пакети ширмових пароперегрівачів (ШПП1,ШПП2), панелі верхньої 
радіаційної частини (ВРЧ), стельовий пароперегрівач, поворотна камера, конвективний 
пароперегрівач високого тиску (КП пароперегрівача низького тиску (КПНТ1), другий 
ступінь конвективного пароперегрівача низького тиску (КПНТ2), перехідна зона (ПЗ), 
93 
 
економайзер, гарячий та холодний шар регенеративного повітропідігрівача (РПП). 
Приймався рівномірний розподіл димових газів по паралельних газоходах, тому 
компонування трактів виконувалося аналогічно до П-подібного компонування 
поверхонь котла. 
На рисунку 4.5 зображено схему пароводяного тракту котла П-57 з результатами 
розрахунку при комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 МВт. За схемою 
зображені наступні поверхні нагріву: економайзер, 2 ступені нижньої радіаційної 
частини (НРЧ1 і НРЧ2), ПЗ, перший ступінь середньої радіаційної частини (СРЧ1), 
фестон, другий ступінь середньої радіаційної частини (СРЧ2), стельовий 
пароперегрівач, СПТО, панелі ШПП1, ШПП2, КПВС. 
На рисунку 4.6 зображено схему пароводяного тракту низького тиску котла П-57 
з результатами розрахунку при комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 
МВт. За схемою зображені такі поверхні нагрівання: ППТО, КПНД1, КПНД2 
 
Рис. 4.4 - Схема газового тракту котла П-57 при комбінованій схемі спалювання 
та навантаженні 466 МВт 
На рисунку 4.7 зображено схему повітряного тракту котла П-57 з результатами 
розрахунку при комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 МВт. За схемою 
зображені такі поверхні нагрівання: холодний і гарячий шари РВП, камера топки. 
 
94 
 
 
Рис. 4.5 - Схема пароводяного тракту високого тиску котла П-57 при 
комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 МВт 
 
Рис. 4.6 - Схема пароводяного тракту низького тиску котла П-57 при 
комбінованій схемі спалювання та навантаженні 466 МВт 
 
Рис. 4.7 - Схема повітряного тракту котла П-57 при комбінованій схемі 
спалювання та навантаженні 466 МВт 
Порівняння результатів розрахунку вихідної схеми спалювання з результатами 
випробувань котла на ГРЕС виконано для чотирьох режимів. Змінювалися коефіцієнти 
забруднення, теплової ефективності, коефіцієнти становища ядра факела в топці, 
коефіцієнти використання поверхонь. 
95 
 
Результати показали, що максимальне відхилення по вторинному пару відповідає 
виходу вторинної пари з ППТО. За отриманими налаштуваннями проведено серії 
розрахунків для значень R90 рівних 25%, 30%, 36%, 43%, 50% для режиму 466 МВт 
вихідної та пропонованої комбінованої схеми спалювання. Згідно з даними випробувань 
котла П-57 мінімальне навантаження склало 330 МВт (66% від номінальної, Dпп=1100 
т/год), яка обмежується, в першу чергу, допустимою температурою перегріву вторинної 
пари  tпп2 . 
Розрахунок режиму 330 МВт для комбінованої схеми спалювання показав, що 
температура вторинної пари досягає допустимого значення і становить 538°С, частка 
байпасування вторинної пари 6%. Температури металу в усіх поверхнях нагріву на всіх 
розрахованих навантаженнях не перевищують допустимих значень, що говорить про те, 
що перехід на комбіновану схему дозволить зберегти робочий діапазон навантажень 
котла. 
Резюмуючи наведені результати можна зробити висновок, що в комбінованій 
схемі спалювання при угрубленні помолу в 2 рази: 
1) температура на виході з топки знижується на 36°С; 
2) втрати з газами q2 знижуються на 0,34%; 
3) ККД брутто казана знижується на 2,2%; 
4) витрата електроенергії на розмелювання знижується на 30%; 
5) загальне тепло сприйняття конвективних поверхонь нагріву змінюється слабо - 
трохи більше 2-3%. 
4.3 Розрахунок економічної ефективності впровадження комбінованих схем 
4.3.1 Пропозиція щодо модернізації котла П-57 
Техніко-економічну оцінку від впровадження проекту проведемо на базі котла П-
57, що спалює вугілля. У розрахунку передбачається порівняння двох схем: 
- Оригінальна, що діє на казані П-57 ГЕС в даний час. Їй відповідає тонкість 
помелу R90 =25,3%; втрати q4 = 1,7%; концентрація N0 3
хCNOx=634 мг/м ; питома витрата 
електроенергії на розмелювання Ерзм = 20,6 кВт-ч/т. 
- Комбінована. Їй відповідає тоніна помолу R = 
90опт 36%; втрати q4= 1,8 % ; 
концентрація NОхС  = 523 мг/нм3 
NOх ; питома витрата електроенергії на розмелювання 
Ерзм = 19 кВт-ч/т. 
Оцінюючи показники тариф на електроенергію прийнято рівним Цел=8 грн/кВтч; 
96 
 
ціна вугілля на початок 2022 р. Цт= 9000грн/т; з урахуванням транспортної складової 
Ц'т= 12660грн/т. 
Для розрахунку капітальних витрат на проект необхідно врахувати такі заходи: 
виготовлення 16 прямоточних пальників; виготовлення 8 сопл нижнього піддуву; 
виготовлення 8 сопл третинного повітря; закупівля 8 пилоконцентраторів-ділителів; 
сертифікація пальників та сопл; проектні та конструкторські роботи; монтаж 
обладнання; пуско-налагоджувальні роботи. 
Капітальні витрати на пилеконцентратори прийняті з розрахунку по 4 млн грн на 
кожний (всього 32 млн грн). Сумарні витрати на виготовлення вузлів камери згоряння 
та системи пилоприготування (пиловугільні пальники, сопла нижнього дуття, топкові 
екрани, сопла третинного дуття, пилопроводи) прийняті в розмірі 30 млн. грн. Розробка 
проекту, будівельні роботи, монтажні (демонтажні) роботи, пусконалагоджувальні 
роботи - 40 млн. грн. Разом сумарний обсяг інвестицій у будівництво становитиме 102 
млн. грн. 
Економічний ефект від модернізації схеми спалювання мається на увазі за 
рахунок таких факторів: 
- економія від зниження витрати електроенергії на розмелювання за рахунок 
угрубления помолу. Витрати на розмелювання на тонну палива знижуються з 4075 грн/т 
до 3420грн/т. 
- економія від зниження витрат на ремонт та заміну іншого обладнання 
пилосистеми за рахунок угрублення помелу. Витрати ремонт на тонну палива 
знижуються з 2677 грн/т до 2363 грн/т. 
- економія за рахунок зниження плати за викиди оксидів азоту. При обсязі 
сухих димових газів (при а=1,4) Vс.г=6,124 м3/кг та річному витраті палива до 
Вгод=1586,7 тис. т/рік і після В год=1587,3 тис. т/рік (Туст = 5500 год/рік), ставці плати за 
NO2Cнорм= 2776 грн/т [104]. Річна плата за оксиди азоту знижується з 1679 тис. грн/рік 
до 1408 тис. грн/рік. 
Зважаючи на те, що механічний недопал в порівнянні з оригінальною схемою 
збільшується на 0,1%, це призводить до збільшення витрати палива на 0,1 т/год. При 
заданому річному числі годин використання максимального навантаження, що 
дорівнює 5500 год, річні витрати на паливо збільшаться на 696 тис. грн/рік.  
Норма амортизації пилоконцентраторів 6,67 (термін служби 15 років); 
97 
 
прямоточних пальників та сопл 5 (термін служби 20 років); проектні, будівельні, 
монтажні/демонтажні, пусконалагоджувальні роботи 1,7. Простий термін окупності 
проекту 10 років, дисконтований термін окупності за прийнятої ставки дисконтування 
(10%) відсутній. Рисунки 4.8 та 4.9 ілюструють зміну прибутку та грошових потоків за 
роками. 
Зростання прибутку за роками (рисунок 4.8) викликане зменшенням плати податку 
на майно внаслідок амортизації обладнання 
 
Рис.4.8 – Зміна прибутку проекту модернізації котла П-57 по рокам 
Рисунок 4.9 показує якісну відмінність зміни грошових потоків за роками. Якщо 
чистий грошовий потік трохи збільшується (~ 6% на рік), то дисконтований грошовий 
потік падає у середньому 0,6-0,7млн. грн на рік. 
 
Рис.4.9 – Зміна прибутку проекту модернізації котла П-57 по рокам 
 
4.3.2 Пропозиція щодо модернізації котла ТП-14А 
98 
 
Основою для техніко-економічної оцінки модернізації котла ТП-14А є результати 
чисельного дослідження, поданого в попередньому розділі. Модернізація котла 
передбачає проведення наступних технічних заходів: встановлення пристроїв 
гальмування в сушильні шахти М-В (4 шт.), Заміна пиловугільних пальників (4 шт.), 
встановлення сопл відтискання на задній стіні топки (4 шт.), встановлення сопл 
нижнього піддуву на стінах шлакового комода (4 шт.), футерування фронтальної та 
бічних стін у зоні основних пиловугільних пальників ((Fзп =59 м2) , заміна батарейних 
циклонів на рукавні фільтри ФРІР-1500 
Вартість натрубної обмуровки прийнята рівною 352,7 тис. грн. з урахуванням 
коефіцієнта інфляції. Капітальні витрати на обшипування топкових екранів взяті з [106]: 
15 тис. грн на тонну екранних труб (ціна 2020 р.), 9,5тонн труб, що екрануються. по 4 
млн. грн на кожну (всього 32 млн. грн). Сумарні витрати на виготовлення нестандартних 
вузлів камери топки і системи пилоприготування (пальники, сопла, поверхні нагріву, 
пристрої гальмування, шибери з приводами, комплектуючі частини повітроводів і 
пилопроводів) прийняті в розмірі 22 млн. грн. Капзатрати на рукавні фільтри ФРІР-1500 
прийняті рівними 55 млн. грн. Розробка проекту, будівельні роботи, монтажні роботи, 
пуско-налагоджувальні роботи – 46 млн. грн. Разом сумарний обсяг інвестицій у 
будівництво становитиме 123,9 млн. грн. 
Результатом перелічених вище заходів має стати стійка робота котла ТП-14А на 
забаластованому вугіллі без підсвічування факелу газом. Економічний ефект від 
модернізації схеми спалювання мається на увазі за рахунок таких факторів: 
1. Заміщення природного газу дешевшим забаластованим вугіллям. Ціна за 1 
вугілля складає Цуг =2280 грн/т.у.т, природного газу - Цгаз=3597 грн/т.у.т. Приймаємо, 
що річна витрата газу після модернізації знизиться з 60,46 до 5 тис. т.у.т/рік. При 
річному витраті вугілля до модернізації рівному Bгод=190 тис. т/рік і після модернізації 
на Bгод=433,84 тис. т/рік (Т вуст =5000 год/рік; Q р
н  ==1750 ккал/кг) економія складе 60497 
тис. грн/рік; 
2. Зменшення плати за викиди золи. Зменшення викидів золи обумовлено 
заміною батарейних циклонів з низьким ступенем уловлювання η зу=0,89 на рукавні 
фільтри з η зу=0,98. В результаті викид золи зменшується майже в 3 рази, а плата за 
викиди (при ставці плати Сзола= 302 грн/т знижується зі 100,6 до 41,8 тис. грн/рік. 
Крім суттєвої економії перехід на 100% спалювання вугілля, з іншого боку, 
99 
 
призводить до збільшення наступних експлуатаційних витрат: 
1. Збільшення витрат на транспортування вугілля. Тариф на перевезення 
вугілля для заданої відстані дорівнює 3421 грн/т. Збільшення річної витрати палива 
призведе до підвищення плати за залізничне транспортування вугілля на 83410 тис. 
грн/рік; 
2. Збільшення витрати електроенергії на пилоприготування (розмел + 
пневмотранспорт). Питома витрата електроенергії на пилоприготування після 
модернізації знизиться з Епл=7,6 кВтг/т до Епл=6,2 кВт год/т (з розрахунку 
продуктивності М-В) рахунок зниження витрати на пневмотранспорт і установки 
пристроїв гальмування вугілля. Абсолютна витрата електроенергії збільшиться за 
рахунок збільшення частки вугілля, що спалюється. При тарифі електроенергію рівному 
Цел=8 грн/кВтч річні видатки електроенергії зростуть з 2599 до 4870 тис. грн/год. 
3. Збільшення витрат електроенергії на систему паливоподачі. При 
прийнятому питомій витраті транспорт і попередню підготовку палива рівному 2 кВтг/т 
збільшення річної плати за електроенергію становитиме 877,8 тис/грн/год. 
4. Збільшення плати ремонт устаткування. Плату за ремонт обладнання систем 
паливоподачі, пилоприготування та ДЗШУ приймемо укрупнено рівної половині витрат 
на електроенергію у відповідних системах. У такому разі збільшення річних витрат на 
ремонт складе 1954 тис. грн/рік. 
5. Збільшення плати за викиди оксидів сірки. Плата за викиди SO2 (при ставці 
плати SO2= 908 грн/т [104]) підвищується з 31 до 70,9 тис. грн/рік. Зміни плати за оксиди 
азоту не враховуємо (6 тис. грн/рік). 
6. Збільшення плати за складування золи та шлаку на ЗШО. При зольності 
палива Ар =16,5% і прийнятій частці винесення золи аун=0,95 обсяг золошлаків, що 
відвантажуються на ЗШО, збільшиться з 28,07 до 70,22 тис. т/рік (приймаємо, що 
продаж золи споживачам не виробляється). Тоді збільшення річної плати за складування 
за прийнятої ставки плати С = 
Vкласс 173 грн/т становитиме 729 тис. грн/год. 
7. Плата за додаткових штатних співробітників (4 особи). При зарплаті одного 
співробітника, що дорівнює 480 тис. грн/рік, річні витрати на чотирьох співробітників з 
урахуванням соцвідрахувань складуть 2500 тис. грн/рік. 
Підсумковий річний економічний ефект проекту за зазначених умов дорівнює 43 
084 тис. грн/рік. Загальні економічні параметри, аналогічні наведеним для котла П-57. 
100 
 
Норма амортизації натрубного обмуровування 21,9 (термін служби 4,6 року); 
прямоточних пальників та сопл 5 (термін служби 20 років); рукавних фільтрів 10 (термін 
служби 10 років); проектні, будівельні, монтажні/демонтажні, пуско- налагоджувальні 
роботи 1,7. Простий термін окупності проекту 4,6 року, дисконтований термін 
окупності 5,7 років. 
Висновок до четвертого розділу 
Розрахунок теплової схеми котла П-57 при різних значеннях залишку на ситі R90 
показав, що в комбінованій схемі спалювання при угрубленні помелу в 2 рази: 
- температура на виході з топки знижується на 36 ° С; 
- втрати з газами , що йдуть q2 знижуються на 0,34%; 
- ККД брутто котла знижується на 2,2%; 
- витрата електроенергії на розмелювання знижується на 30%; 
- загальне тепло сприйняття конвективних поверхонь нагріву змінюється слабо 
- трохи більше 2-3%. 
Проект модернізації котла П-57 відноситься до проектів із прикордонною 
ефективністю (простий термін окупності 10 років, дисконтований відсутній). Тому 
рішення про його реалізацію залишається за замовником. Дисконтований термін 
окупності проекту модернізації котла ТП-14А – 5,7 років, що говорить про його високу 
ефективність. Цей проект модернізації було внесено до інвестиційної програми 
розвитку. 
 
  
101 
 
 
 
 
 
 
 
 
РОЗДІЛ 5 
 
ОХОРОНА ПРАЦІ ТА БЕЗПЕКА В НАДЗВИЧАЙНИХ 
СИТУАЦІЯХ   
МКР 23.144.11 ПЗ 
Змн. Арк. № докум. Підпис Дата 
Розроб. Рудь  Літ. Арк. Акрушів 
Перевір. Цікановський РОЗДІЛ 5   
Реценз.  ОХОРОНА ПРАЦІ ТА БЕЗПЕКА 
Н. Контр.  В НАДЗВИЧАЙНИХ ЧДТУ, мТЕ-88 
Затверд. СИТУАЦІЯХ 
 
102 
 
5.1. Методи очищення димових газів 
До найважливіших проблем, зв'язаних зі спалюванням органічного палива на 
теплових електростанціях відносять викиди в навколишнє середовище, внаслідок 
неможливості організації безвідхідного виробництва. 
Особливістю енергетичного виробництва є безпосередній вплив на природне 
середовище в процесі витягу палива і його спалювання. У результаті повного згоряння 
палива в повітряному середовищі в димових газах утворюються вуглекислий газ СО2, 
водяні пари Н2О, азот N2, оксиди сірки SO2 і SO3, оксиди азоту NO, NO2 і N2O і зола. 
Димові гази електростанцій викидаються в атмосферу й розсіюються в ній за 
допомогою димарів. В атмосферному повітрі відбувається подальше перетворення 
газоподібних викидів ТЕЦ, яке триває від декількох годин до декількох місяців. У ряді 
випадків у результаті наступних реакцій в атмосфері токсичність первинних 
забруднювачів повітря суттєво підвищується. 
Наявність шкідливих газоподібних продуктів згоряння органічних палив в атмосфері 
приводить до руйнування озонового шару, утворення фотохімічних туманів (смогу), ерозії 
ґрунту, знищенню флори, викликає різні захворювання в людини. 
Для очищення газів від домішок у цей час існує велика кількість технологій, 
заснованих на різних хімічних і фізичних принципах: сухі (фільтрація, адсорбція, 
термічне й каталітичне окиснення, електронно-променевий вплив), комбіновані 
(адсорбційно-каталітичні, абсорбційно-каталітичні) і мокрі (хемосорбція, абсорбція, 
промивання) способи очищення [23, 24, 31]. 
У даному розділі розглянуті процеси очищення димових газів ТЕЦ при спалюванні 
мазуту. Наведені математичні моделі процесів з урахуванням прискорення 
масопередачі за рахунок хімічних реакцій. Виконані розрахунки й розроблена 
конструкція абсорбера з використанням насадок «Інжехім» [30]. 
Основними структурними одиницями ТЕЦ є паливно-транспортний цех (ПТЦ), 
хімічний цех (ХЦ), котлотурбінний цех (КТЦ) і електричний цех (ЕЦ). Система 
технічного водопостачання – зворотна. Основною особливістю ТЕЦ є наявність на 
станції різнотипного тепломеханічного устаткування, що працює на парі різних 
параметрів. 
Парогенератори ТЕЦ. Парогенератор ТГМ-84Б виробництва являє собою 
однобарабанний парогенератор із природньою циркуляцією й камерним спалюванням 
103 
 
палива. Основні характеристики парогенератора: номінальна паропродуктивність 420 
т/год; робочий тиск за головною паровою засувкою – 13,7 МПа; робочий тиск у барабані 
15,2 МПа; температура перегрітого пари 560°C; температура живильної води 230° C. 
Парогенератор має П-подібне компонування, утворене двома верикальними шахтами, 
з'єднаними у верхній частині горизонтальним газоходом. Передня шахта служить 
топковою камерою. У ній розміщені радіаційні поверхні нагрівання. Задня вертикальна 
шахта є конвективним газоходом, у якому розміщені конвективні поверхні нагрівання, 
зокрема конвективна частина пароперегрівника й водяний економайзер. За 
економайзером знаходиться поворотна камера із золовими бункерами. У 
горизонтальному газоході встановлений ширмовий пароперегрівник. Фронт 
парогенераторів звернений до турбінного цеху. Димові гази після парогенератора 
попадають у регенеративні обертові повітропідігрівники, встановлені поруч із 
котельним цехом. Після повітропідігрівників димові гази направляються в димар висотою 
147 м і діаметром 6 метрів. Раніше основним паливом для ТЕЦ був високосірнистий 
мазут. Зараз він використовується в якості допоміжного й аварійного палива, 
спалюється мазут в основному в зимову пору року. 
Так, наприклад в 2002 році на ТЕЦ спалили всього 157226 тонн високосірчистого 
мазуту марки М100.Згоряючи, мазут утворює шкідливі газоподібні продукти – оксиди 
сірки, оксиди азоту, оксиди вуглецю, оксиди ванадію, бензопирен і ін. 
Найбільш ефективним способом очищення димових газів теплових електростанцій 
від CO2 є хемосорбція з використання мамінів як поглинача. У якості поглинача 
використовуються також водяні розчини Na2CO3, K2CO3, NaОН, KOH, Ca(OH)2, 
NH4OH[25,32-36]. Алканоламіни можна розділити на три групи: 
• первинні аміни – моноетаноламін (МЕА), дигликольамін (ДГА); 
• вторинні аміни – диетаноамін (ДЕА), диізопропіламін (ДІПА); 
• третинні аміни – триетаноламін (ТЕА), метилдиетаноламін (МДЕА). 
У переважній більшості існуючих в Україні й за рубежем установок уловлювання 
СО2 застосовується хемосорбція його з газів етанол амінами (у більшості випадків 
моноетаноламіном). МЕА є відносно недорогим абсорбентом, має низьку молекулярну 
вагу, має високу ентальпію розчинення CO2. 
Основними недоліками використання амінів є високе енергоспоживання (3,5 - 4 
104 
 
ГДж/тCO2),  а також висока швидкість деградації амінів. При хемосорбції CO2 розчином 
моноетаноламіна у фазі абсорбенту хімічні реакції протікають по наступному 
механізму[37] 
CО2+2RNH3+H2O→(RNH3)2CO3        (5.1) 
CО2+(RNH3)2CO3+H2O→2RNH3НCO3       (5.2) 
де R – група OHCH2CH2 
Для абсорбції оксидів азоту й діоксида сірки був обраний озонно-аміачний метод, 
що полягає в введенні в димові гази сильного окиснювача озону, який окиснить нижчі 
малореакційні оксиди сірки й азоту (SO2 і NO) до вищих оксидів (SO3, NO2, N2O5), що 
добре поглинаються водою. Отриманий у такий спосіб розчин кислот потім 
нейтралізують аміаком з утворенням солей (сульфатів і нітратів). Під впливом озону 
відбувається швидке до окислення SO2 і NO, яке спрощено можна представити 
наступними реакціями: 
NO+O3→NO2+O2,           (5.3) 
2NO+O3→2N2O5,             (5.4)  
SO2+O3→SO3+O2,            (5.5)  
SO2+H2O→H2SO3,           (5.6) 
SO3+H2O→H2SO4,           (5.7)  
NO+H2O→HNO2,           (5.8)  
NO2+H2O→HNO3,           (5.9) 
Після цього димові гази надходять в абсорбер, де вони зрошуються циркулюючим 
поглиначем, у який переходять оксиди сірки й оксиди азоту, з утворенням сірчистої, 
сірною, азотистої й азотної кислот. 
У якості абсорбенту поглинання оксидів азоту й діоксида сірки в розрахунках 
апарата використовувалася технічна вода. Таким чином, при очищенні димових газів від 
оксидів азоту й діоксида сірки відбувається фізична абсорбція [35, 36, 41]. 
В абсорбенті з поглиненими компонентами вводиться 25% - на аміачна вода. У 
результаті часткової нейтралізації в розчині утворюється суміш солей: (NH4)2SO3, 
NH4HSO3, (NH4)2HSO4, NH4HSO4, NH4NO2, NH4NO3. 
Отриманий розчин солей осушується й може утилізуватися в сільському господарстві 
в якості добрив. 
 
105 
 
5.2. Вибір контактних обладнань абсорбера 
Для ефективного процесу газоочищення необхідні апарати з розвинутою 
поверхнею контакту між рідкої й газової фазами. По способу утворення цієї поверхні їх 
можна розділити на чотири основні групи [31, 35-42]: плівкові; насадочні; барботажні; 
розпилюючі. 
У роботах [31, 39, 41-45] говориться, що застосовані для очищення газових викидів 
енергетичної галузі промисловості масообмінні абсорбційні апарати мають низьку 
пропускну здатність, що не дозволяє очищати більші об'єми газових викидів. 
Пропонується використовувати для цієї мети апарати вихрового типу. Однак при відносно 
невеликих витратах димових газів доцільно використовувати апарати насадочного й 
тарілчатого типів [46-50], які ефективніші порожніх вихрових апаратів. Вихрові 
апарати працюють при швидкості газу більш 20 м/с [30, 31, 46]. 
Насадочні колонні апарати широко застосовуються в нафтохімічній, хімічній і інших 
галузях промисловості при поділі як бінарних, так і багатокомпонентних сумішей. 
Перевагами насадочних колон є низький опір, висока ефективність і широкий інтервал 
стійкої роботи [35, 36]. 
При проектуванні насадочних колон існує проблема вибору методів розрахунків 
гідравлічних і масообмінних характеристик, а також визначення ефективності проведених 
процесів. Поділ сумішей у колоні при проведенні процесів відбувається в результаті 
теплообміну й масообміну між потоками газу й рідини в шарі насадки. У науковій 
літературі є велика кількість публікацій [30, 35, 36,47-51], присвячених дослідженню 
гідродинаміки, масообміну й теплообміну в плівкових апаратах і в тому числі в 
насадочних колонах. 
Насадочні колони являють собою вертикальні циліндричні колони, заповнені 
твердою насадкою, призначені для збільшення поверхні контакту газової й рідкої фаз. 
Окремими елементами насадки можуть служити тіла досить складної форми. У 
насадочній колоні (рис.5.1) насадка укладається на опорні решітки, що мають отвори 
або щілини для проходження газу й стоку рідини, яка досить рівномірно зрошує насадку 
за допомогою розподільника й стікає по поверхні насадочних тіл у вигляді тонкої плівки 
вниз. У верхній частині колони іноді встановлюються бризгокаплеуловлювачі й 
фільтри, у нижній частині – обов'язково повинні бути розподільники потоку, а над 
верхнім шаром насадки – розподільники рідини. 
106 
 
Внаслідок цього рідина має тенденцію розтікатися від центральної частини колони 
до її стінок. Рідина практично повністю відтискується від місця введення пари до 
периферії колони на відстані, рівній чотирьом-п'яти її діаметрам. Тому часто насадку в 
колону завантажують секціями висотою в чотири-п'ять діаметрів (але не більш 6-8 метрів 
кожної секції), а між секціями (шарами насадки) встановлюють перерозподільники рідини, 
призначення яких полягає в напрямку рідини від периферії колони до її осі. 
 
Рис. 5.1. Внутрішнє обладнання насадок. 
Рідина в насадочній колоні тече по елементу насадки у вигляді тонкої плівки, тому 
поверхнею контакту фаз є в основному змочена поверхня насадки. Однак, при 
перетіканні рідини з одного елемента насадки на іншій, плівка рідини руйнується й на 
нижньо лежачому елементі утворюється нова плівка. При цьому частина рідини 
проходить на розташовані нижче шари насадки у вигляді струмів, каплі й бризг. Частина 
поверхні насадки, в основному в місцях зіткнення насадочних елементів один з одним, 
буває змочена нерухомою (застійною) рідиною. У цьому полягає основна особливість 
потіку рідини в насадочних колонах на відміну від плівкових, у яких плівковий потік 
рідини відбувається по всій висоті апарата. 
107 
 
Насадка повинна задовольняти наступні основні вимоги: мати максимальну питому 
поверхню av і часток вільного об'єму εсв, високою міцністю й хімічною стійкістю, 
низькими вартістю й гідравлічним опором, здатністю добре змочуватися рідиною й 
рівномірно розподіляти її по перерізу апарата [20,35,36,41,47]. 
Найбільш широке поширення в промисловості довгий час мали кільця Рашіга 
(тонкостінні порожні циліндри з діаметром, рівним висоті), при цьому кільця малих 
розмірів (до 50 мм.) засипають у колону навалом, а більші кільця укладаються, як правило, 
регулярно правильними рядами, зміщеними один щодо іншого. Перевагою регулярної 
насадки є менший гідравлічний опір, однак вона більш чутлива до рівномірності зрошення. 
  а) б) 
г) 
в) 
д) 
Рис. 5.2. Види деяких насадок: а) Регулярна насадка INTALOX; б)Нерегулярна 
насадка HY-PAK; в) нерегулярна насадка CASCADE-RINGS; г) нерегулярні насадки 
«Інжехім»; д) регулярні насадки «Інжехім» [35]. 
Основною перевагою кілець Рашіга є простота виготовлення й дешевизна, а 
недоліком – мала питома поверхня. Збільшення розмірів елементів насадки приводить 
до збільшення вільного об'єму, зниженню гідравлічного опору, але зменшує питому 
поверхню насадки. Регулярна насадка може виготовлятися з пакетів плоских 
вертикальних паралельних пластин. Пакети, розташовані один над іншим, повернені під 
певним кутом. Для збільшення питомої поверхні пластини можуть проводитися 
рифленими й гофрованими. 
Вид деяких насадочних елементів даний на рис.5.2 [35, 36, 40]. 
108 
 
Нерегулярна насадка «Інжехім-2000» 
Насадка«Інжехім-2000»іїїаналоги(рис.5.3і3.6)застосовується в якості контактних 
обладнань у тепломасообмінних апаратах хімічної, нафтохімічної, нафтопереробної й 
інших галузей промисловості в процесах ректифікації, абсорбції, десорбції й екстракції 
при температурах від - 250°C до +250°C при надлишковому й атмосферному тисках і 
під вакуумом. Насадка «Інжехім-2000» дозволяє підвищити ефективність масообмінних 
процесів і має розширений діапазон ефективної роботи як по газовій, так і рідкій фазам [90, 
91, 135, 136]. 
Рис. 5.3. Елемент насадки «Інжехім». 
 
Насадки «Інжехім» впроваджено в більш ніж сорока промислових масообмінних і 
теплообмінних колонах: лужного очищення пірогаза; колонах охолодження пірогаза; 
очищення газових здувок – окиси етилена, окиси пропилена; поділу етаноламінів, 
поділу гліколей, виділення фенолу й гексена, отримання зрідженого діоксида вуглецю, 
а також у десятках газосепараторах. Результатами впровадження є підвищення якості 
продукції, продуктивності апаратів і зниження енерговитрат на проведення процесів [35, 
36, 43, 48, 49]. 
Насадка є сучасною альтернативою морально застарілим кільцям Палля, Рашіга й 
аналогічним насадкам. При рівній товщині шару вона забезпечує більшу (на 100-150%) 
продуктивність і менші (в2-3 рази) питомий гідравлічний опір. При цьому висота, 
еквівалентна теоретичної тарілці, на 25-30% нижча, ніж у традиційних насадок 
відповідного типорозміру [37]. Насадка виготовляється з аркуша або стрічки з нержавіючої 
або вуглецевої сталі товщиною від 0,3 до 2 мм. Насадка здатна працювати із забрудненими 
середовищами. Поверхня аркуша піддана спеціальній металообробці, що покращує 
розтікання рідини по насадці. Основні технічні характеристики насадки «Інжехім-2000» 
наведені в табл.5.1[35,36]. 
 
Таблиця 5.1 
109 
 
Основні технічні характеристики насадки «Інжехім-2000» 
Розмір елемента D, мм 12 16 24 35 45 60 
Товщина матеріалу, мм 0,3 0,4 0,5 0,4 0,5 0,4 0,5 0,4 0,5 0,8 1 
3
Кількість елементів у м ,шт. 
2 3
Питома поверхня, м /м  
3 3
Вільний об'єм, м /м  
Еквівалентний діаметр, мм 
 
Частина поверхні насадки, в основному в місцях зіткнення насадочних елементів 
один з одним, буває змочена нерухомою (застійною) рідиною.В цьому полягає основна 
особливість потоку рідини в насадочних колонах на відміну від плівкових, у яких 
плівковий потік рідини відбувається по всій висоті апарата. 
5.3. Математичні моделі процесу очищення 
Для абсорбції оксидів азоту й діоксида сірки був обраний озонно-аміачний метод, 
що полягає в введенні в димові гази озону, який окиснить нижчі малореакційні оксиди 
сірки й азоту (SO2і NO) до вищих оксидів (SO3,NO2,N2O5), що добре поглинаються 
водою. У якості абсорбенту поглинання оксидів азоту й діоксида сірки в розрахунках 
використовувалася технічна вода. Таким чином, при очищенні димових газів від оксидів 
азоту й діоксида сірки відбувається фізична абсорбція. Для вловлювання вуглекислого 
газу в розрахунках [132] використовувався 15% водяний розчин моноетаноламіна  
(МЕА), у результаті чого відбувається процес хемосорбції. 
При моделюванні хемосорбційних процесів і виборі конструкції апаратів слід 
враховувати сучасні тенденції: використання високовненсивних апаратів великої 
одиничної потужності, часто під підвищеним тиском; підвищення рівня зворотності 
процесу й, отже, збільшення енергетичного коефіцієнта корисної дії; облік і використання 
ефекту поверхневої конвекції, що розбудовується на вільній поверхні в суттєво 
неврівноважених системах; реалізація досить високого коефіцієнта селективності поділу; 
широкий розвиток хемосорбційних процесів, у тому числі при інтенсифікації чисто 
хімічного процесу, що досягається сполученням його з масообмінним; побудова моделі 
    
9,09 0,94 415,92 558000 
    
14,2 0,95 266,9  
   184000 
13,9 0,938 270,9 
   
 
23,4 0,968 165,8  
   65000 
22,9 0,961 167,9 
    
36,9 0,979 106,3  
   18750 
36,3 0,974 107,4 
    
39 0,981 100,6  
   11500 
38,5 0,976 101,3 
    
56,8 0,974 68,6  
   4450 
55,9 0,967 69,2 
110 
 
промислового процесу на основі результатів фізико-хімічних досліджень; підвищення 
надійності моделювання й зниження фактора масштабного переходу в результаті 
використання різних конструктивних варіантів і перевірки на великомасштабних 
гідродинамічних стендах. 
Зазначені завдання створюють певні труднощі. Якщо врахувати, що дифузійно-
хімічні процеси є багато параметричними й охоплюють різні області протікання хімічної 
реакції зі зміною співвідношення концентрацій реагентів по висоті апарата на 5-6 
порядків, то стає зрозумілою складність їх моделювання [40]. 
Були зроблені розрахунки насадочного абсорбера із двох секцій і глухою тарілкою 
між ними для комплексного очищення димових газів ТЕЦ від діоксида сірки, оксидів 
азоту й діоксида вуглецю. У першій секції насадки відбувається очищення від діоксида 
сірки й оксидів азоту, а в другий – від діоксида вуглецю.У якості контактних обладнань 
використовувалися нерегулярні насадки «Інжехім-2000». 
 При хемосорбції CO2 розчином моноетаноламіна у фазі абсорбенту хімічні реакції 
протікають по наступному механізму [20,40]. У результаті даних реакцій коефіцієнт 
масовіддачі в рідкій фазі збільшується на величину коефіцієнта прискорення [31, 40]:
2(Ì  +1)
 =       (5.10) 
2
 Ì  
1+ 1+ 4 
 R 
 
1 2
де Ì = B / nA ,  = D / D , R = r Â D A−1 ,  
Æ P B A Ï Æ A P
  +1
Æ
3
де B – концентрація активної частини хемосорбенту в основній масі рідини, кмоль/м , 
Æ
n– стехіометричний коефіцієнт, Aр – концентрація вільного CO2 у розчині на межі 
3 2
розділу фаз, кмоль/м , DB – коефіцієнт молекулярної дифузії хемосорбенту, м /с, DA – 
2
коефіцієнт молекулярної дифузії CO2 в абсорбенті, м /с, βж – коефіцієнт масовіддачі в 
рідкій фазі, α – порядок реакції по A, rп – константа швидкості прямої реакції, 
3 1-α-β
(кмоль/м ) /с, β – порядок реакції по B. 
В результаті абсорбції оксидів азоту й оксидів сірки утворюються сірчиста, сірчана, 
азотна й азотиста кислоти (5.3–5.9). Коефіцієнти масовіддачі для рідкої й газової фаз 
для насадок «Інжехім» розраховуються по формулах [35, 42]: 
111 
 
qaD
 =1,4 v Æ           (5.11) 
Æ
 
ñâ ÆÄ
0,25
 v 

Ã 
Ã−Æ
 
 = 0,028 Ã  ,         (5.12) 
Æ
Sc2/3q0,4
Ã
3 2 2 3
Де q – густина зрошення, м /(м ·с), av – питома поверхня насадки, м /м , ψ – коефіцієнт 
3 3
змочуваності, εсв – вільний об'єм насадки, м /м , εг-ж – дисипація енергії газового потока, 
3
Вт/м . 
Висоту насад очного шару колони можна визначити по моделі ідеального 
витиснення або по дифузійній моделі. Висота насадочного шару по моделі ідеального 
витиснення знаходиться через добуток висоти одиниць переносу на число одиниць 
переносу, м.:   H=hогnог,    (5.13) 
Де hог – висота одиниць переносу, nог – число одиниць переносу. 
Висота одиниць переносу обчислюється в такий спосіб: 
G
h = ,          (5.14) 
ÎÃ
 Ê S a
Ã ÎÃ K v a
 M y 
де G =G1−
a H  , кг/с, ρГ – густина газу, кг/м3, КОГ – коефіцієнт масопередачі, м/с, 
 M
ñìã 
2 2 3
Sк  – площа поперечного переріза колони, м , av – питома поверхня насадки, м /м , 
а – коефіцієнт активної поверхні масопередачі. 
Висота одиниць переносу відповідає висоті апарата, еквівалентній одній одиниці 
переносу. Коефіцієнт активної поверхні масопередачі можна визначити по виразу: 
 = A W 0,455  −m − p
( ) 3 ,m = b d 3 ,        (5.15) 
a 3 Æ 3 3 íàñ
W 2
– масова швидкість рідини, кг/(м с), –поверхневий натяг, мН/м, dнас – номінальний 
 Æ  
розмір насадки. Значення A3, b3і p3 для різних типів насадок наведені в [41].Число 
Y −Y
одиниць переносу: n = H Ê ,      (5.16) 
ÎÃ
Y
ÑÐ
де Y ,Y  - початкова і кінцева відносні масові концентрації речовини/кг газу, 
H Ê
Yср – середня рушійна сила масо передачі виділеної речовини /кг газу. 
112 
 
Ì ó
Y = À Í ,           (5.17) 
H
Ì (1− ó )
b Í
Ì ó
Y = À K ,           (5.18) 
K
Ì (1− ó )
b K
Де Ma і Mb – молекулярні маси компонента, що виділяється і очищається від газу, 
кг/кмоль, yпіyк – початкова й кінцева концентрації виділеного компонента, мольні частки. 
Y − Y
Y = H K ,          (5.19) 
ÑÐ Y
ln H
Y
K
де Y =Y − Y *, *
 кг виділеної речовини /кг газа, Y =Y − Y , кг виділеної речовини 
H H H Ê Ê Ê
* *
/кг газа, Y = mX , Y = mX - рівноважні 
H K K H концентрації компонента в газовій фазі 
виділеної речовини /кг газу, X , X
H K  – концентрація розподіленого компонента на вході 
й виході потоку в апарату, виділеної речовини /кг газу, m – коефіцієнт розподілу, 
виражений у відносних масових концентраціях. 
Висота насад очного шару по одно параметричній дифузійній моделі визначається 
 Õ 2 Õ
W = D + r
Æ ÏÆ 2 X
з розв'язку системи рівнянь [41]:      (5.20) 
 ,
 Y 2Y
W = D − r
 Æ ÏÃ 2 Y
  
де D , D – коефіцієнти поздовжнього перемішування в рідкій і газовій фазах, 
ÏÆ ÏÃ
2
м /с,ry=(Y,ξ),rx=(X,ξ) – джерела маси у фазах, ξ– поздовжня координата (по висоті шару). 
5.4. Результати розрахунків абсорбера 
Проведені розрахунки абсорбера для комплексного очищення димових газів, що 
утворюються при використанні високосірчистого мазуту марки М100 у якості резервного 
й аварійного палива [32, 39]. 
Сполука мазуту марки М100 (на робочу масу) – С 77,95%, Н 12,0 %, О 0,463%, N 
0,71%, S 6,58 %, А 0,127%, W 2,1%; 
- нижча робоча теплота згоряння мазуту – 39,375 МДж/кг; 
- коефіцієнт надлишку повітря 1.1; 
-V010,3189м³/кг;V0
г 10,4876м³/кг. 
Витрата мазуту на парогенератор ТГМ-84Б складає 28,8 т/год. Утворені при 
спалюванні мазуту М100 викиди склали: діоксид сірки – 492,48т., оксид вуглецю – 
113 
234,74т., діоксид азоту – 256,514т., оксид азоту – 204,15т., мазутна зола – 12,164т. 
Вихідні й розрахункові дані для абсорберів для комплексного очищення димових 
газів, що утворюються при спалюванні котлами ТЕЦ 157226 високосірчистого мазуту 
марки М100 представлені в табл.5.1-5.4. 
Таблиця 5.2 
Вихідні дані для розрахунків абсорбера при використанні мазуту як резервного палива  
Величина Значення 
Масова витрата газу 7,08 кг/с 
Температура 55°C 
Тиск 1 атм. 
Початкова концентрація діоксида сірки 0,003247 мольн.д 
Початкова концентрація оксидів азоту 0,356 мольн.д. 
Початкова концентрація вуглекислого газу 0,109 мольн.д. 
Абсорбент для поглинання діоксида сірки й оксидів азоту Технічна вода 
Абсорбент для поглинання вуглекислого газу 15%МЕА 
Ступінь витиснення 0,95 
Результати розрахунків по моделі ідеального витиснення (5.13) насадочного 
абсорбера для комплексного очищення димових газів представлені в табл. 5.3. 
Таблиця 5.3 
Характеристика розрахованого абсорбера 
Тип насадки Інжехім,35мм 
Робоча швидкість газу, м/с 2,0 
Робоча витрата технічної води, кг/с 40,3 
Робоча витрата МЕА, кг/с 28,7 
Витрата газової суміші, кг/с 7,08 
Діаметр колони, м 2,0 
Висота секції насадки для вловлювання SO2 і  NОx, мю 2 
Висота секції насадки для вловлювання CO2, мю 1,4 
Результати розрахунків з урахуванням поздовжнього перемішування фаз 
(5.20)представлені в табл. 5.4. 
Таблиця 5.4 
Характеристики абсорбера (дифузійна модель) 
Тип насадки Інжехім,35мм 
Діаметр колони, м 2,0 
Висота секції насадки для вловлювання діоксида сірки і оксидів азоту 3,0 
Висота секції насадки для вловлювання CO2, м 2,1 
Також були проведені аналогічні розрахунки абсорбера для комплексного очищення 
димових газів, що утворюються при використанні високосірчистого мазуту марки М100 
у якості основного палива. При використанні мазуту М100 у якості основного палива на 
 
114 
ТЕЦ: витрата мазуту на парогенератор ТГМ-84 Б складе 28,8 т/год; кількість годин 
роботи парогенератора в році – 8000;об'ємна витрата газів при нормальних умовах 
92,1559 м³/с; об'єм на витрати газів при температурі відхідних газів 140°C–139,415 м³/с; 
об'єм присмокченого повітря у межах котла при нормальних умовах – 14,8592 м³/с; 
об'ємна витрата газів при температурі відхідних газів за котлом –139,4153 м³/с; густина 
газів за котлом при температурі 140°C – 0,8527 кг/м³; масова витрата газів з котла 
78,5813 кг/с; масова витрата підсасуючого повітря в газоходах і димарю 118,8811 кг/с; 
густина димових газів в абсорбері при температурі 55°C –1,0736 кг/м³; температура 
відхідних газів в трубі влітку – 67,1 C; густина газів влітку – 1,0263 кг/м³; об'ємна 
витрата газів в трубі з котла ТГМ-84Б влітку – 201,1716 м³/с; температура відхідних 
газів в трубі взимку – 36,01 C; густина газів узимку – 1,139кг/м³; об'ємна витрата газів 
в трубі з котла ТГМ-84Б взимку – 181,155 м³/с. Утворені викиди склали: вуглекислого 
газу – 1,456 м³/кг; діоксида сірки – 0,049 м³/кг;водяної пари – 1,854 м³/кг; азоту – 8,52 
0 0
м³/кг; V =10,3189м³/кг, V г=10,4876м³/кг. Вихідні й розрахункові дані для абсорберів для 
комплексного очищення димових газів, що утворюються при спалюванні парогенератором 
ТГМ-84Б ТЕЦ високосірчистого мазуту марки М100 представлені в табл.5.5-5.6. Загальна 
витрата газу 215 кг/с; на один абсорбер 23,9 кг/с. 
Результати розрахунків по моделі ідеального витиснення (5.13) насадочного 
абсорбера для комплексного очищення димових газів представлені в табл. 5.6. 
Таблиця 5.5 
Вихідні дані для розрахунків абсорбера 
Величина Значення 
Масова витрата газу 23,9кг/с 
Температура 55°C 
Тиск 1атм. 
Початкова концентрація діоксида сірки 0,003247 мольн.д 
Початкова концентрація оксидів азоту 0,356 мольн.д. 
Початкова концентрація вуглекислого газу 0,109 мольн.д. 
Абсорбент для поглинання діоксида сірки й оксидів азоту Технічна вода 
Абсорбент для поглинання вуглекислого газу 15%МЕА 
Ступінь витиснення 0,95 
 
Таблиця 5.6 
Характеристики розрахованого абсорбера 
Тип насадки Інжехім,35мм 
Робоча швидкість газу, м/с 1,78 
Робоча витрата технічної води, кг/с 135,9 
 
115 
Робоча витрата МЕА, кг/с 96,9 
Витрата газової суміші, кг/с 23,9 
Діаметр колони, м. 4 
Висота секції насадки для вловлювання SO2 і NОx, м. 2 
Висота секції насадки для вловлювання CO2,м. 1,4 
Результати розрахунків з урахуванням поздовжнього перемішування фаз 
представлені в табл. 5.7. 
Таблиця 5.7  
Характеристики абсорбера (дифузійна модель) 
Тип насадки Інжехім,35мм 
Діаметр колони, м 4 
Висота секції насадки для вловлювання діоксида сірки і оксидів азоту 3,0 
Висота секції насадки для вловлювання CO2, м. 2,1 
Розрахунки на основі дифузійної моделі (5.20) показують, що з урахуванням 
перемішування потоків висоту шару насадки «Інжехім» необхідно збільшити на 50% у 
порівнянні з результатами розрахунків по моделі ідеального витиснення. 
З кільцями Рашіга діаметр апарат буде більше в 1,25 рази, висота секцій в 1,3 рази, 
а перепад тиску в 2,5 рази. 
 Для очищення газів буде потрібно 9 абсорберів, що є недоцільним. Тому 
абсорбери з нерегулярною насадкою при плівковому режимі можна використовувати 
при витратах до 20-25кг/с (на один апарат). Конструкції протиточного плівкового й 
прямоточного високошвидкісного абсорберів дано в розділі5.5. 
5.5. Конструкції абсорберів 
Димові гази після котла проходять очищення в золоуловлювачі й 
прохолоджуються до температури 55°C у теплообміннику. Далі походу газів вводиться 
озоване повітря, вироблений генератором озону (озонною станцією). Під впливом озону 
відбувається швидке до окислення (SO2 і NO) до вищих оксидів (SO3, NO2, N2O5), що 
добре поглинаються водою по хімічних реакціях(5.3)–(5.9). 
Після цього димові гази надходять в абсорбер. В абсорбері проходить одночасне 
очищення від оксидів сірки, азото очистка. На рис.5.4 показана схема розрахованої 
масообмінної колони для комплексного очищення димових газів від оксидів азоту, оксидів 
сірки й діоксида вуглецю [29, 33]. 
Запропонований масообмінний апарат (рис.5.4) складається з двох секцій насадки 
й глухою тарілкою між ними. Димові гази надходять через патрубок 2 в абсорбер 1. 
Далі вони проходять через секцію насадки 3, де відбувається їх очищення від оксидів 
 
116 
азоту й оксидів сірки з використанням у якості поглинача технічної води, що надходить 
у патрубок 4 і стікаючої вниз по насадочному шару 3.Далі димові гази, минаючи 
«глуху» тарілку 5, проходять через секцію насадки 6, де відбувається їх очищення від 
діоксида вуглецю, що поглинається розчином моноетаноламіна, що надходить в 
абсорбер через патрубок 7. Очищені димові гази залишають масообмінну колону через 
патрубок 8. Відпрацьовані абсорбенти МЕА й технічна вода виходять із колони через 
патрубки 9 і 10 відповідно. 
Апарат працює в плівковому режимі при малих швидкостях газу. Таким чином, 
відсутній вплив газового потоку на швидкість стікання по насадці рідкої плівки й, отже, 
на кількість затриманої в насадці рідини. 
Також виконаний розрахунок вищерозглянутого абсорбера з регулярною рулонною 
насадкою «Інжехім» (рис.5.2) [35]. Встановлено, що найкраще масообмінні 
характеристики забезпечує насадка із шорсткої поверхні. Висота секцій в абсорбері з 
даною насадкою виходить менше, у порівнянні з нерегулярною насадкою «Інжехім», на 
16% при практично однаковому гідравлічному опорі. Так, що в розробленому абсорбері 
(рис. 5.4) може використовуватися, як нерегулярна так і регулярна насадка. 
Відділений від газів поглинальний розчин з РН3-4 (що обумовлене утворенням 
кислот) з каплеуловлювача через гідро затвор самопливом зливається в ємність. Для 
зниження корозії устаткування в ємність із поглиненими компонентами вводиться 25% 
- на аміачна вода, дозування якої здійснюється з розрахунку досягнення розчином рН5-
6. У результаті часткової нейтралізації в розчині утворюється суміш солей: (NH4)2SO3, 
NH4HSO3, (NH4)2HSO4, NH4HSO4, NH4NO2, NH4NO3. 
Отриманий розчин безупинно подається в реактор-окиснювач, у якому в результаті 
барботажу повітрям сульфіти, бісульфіти й нітрити окисняються до сульфатів і нітратів. 
Отриманий розчин солей направляється на вузол сушки й грануляції добрив, і може 
утилізуватися в сільському господарстві в якості добрив. 
 
117 
Рис.5.4. Абсорбер для комплексного 
очищення димових газів: 1–абсорбер, 
2,4,7–вхідні патрубки, 8,9,10–вихідні 
патрубки, 3 – секція насадки для 
вловлювання SO2  і Nox з висотою H1, 
6 – секція насадки для вловлювання CO2  з 
висотою H2, 5 – «глуха» тарілка. 
 
Плівкові абсорбери при слабкій взаємодії фаз мають відносно невисоку 
продуктивність. Тому для очищення більших об'єктів газових викидів в енергетику 
використовуються високошвидкісні апарати, швидкість газу в яких може досягати40-
50м/с. Як показано в роботі [29] плівковий трубчастий апарат при спадному прямото ці 
при швидкості газу 30 м/с забезпечує ефективність очищення газу від SO2 і NO2 до 90 
%, що не досягає норм ПДК для ТЕЦ. Для підвищення ефективності газоочищення при 
більших витратах газової суміші розглянемо режим сильної взаємодії газу й плівки 
рідини на регулярній гофрованій насадці «Інжехім». 
Режим сильної взаємодії виникає, коли дотичне напруження на поверхні розділу 
фаз газ-рідина значно перевищує дотичне напруження на стінці, викликане стікаючою 
плівкою без взаємодії з газом, тобто τг.ж.>>τст=ρgδпл,деδпл – товщина плівки рідини, м. Як 
відомо, сильна взаємодія організується при швидкостях газового потоку більш 8-10м/с 
[34,41]. При цьому в насадочному шарі навіть можна організувати режим емульгування 
[36], що значно підвищує ефективність процесу поділу. 
 
118 
Розглянемо спадний прямоток в абсорбері з розробленою регулярною насадкою. 
Газ і рідина подаються у верхню частину апарата й взаємодіють в насадочному шарі 
при спадному русі. Швидкість газу може досягати 35-40 м/с. При цьому газ транспортує 
рідину (рис. 5.5). 
Рис.5.5. Принципова схема прямоточного 
абсорбера з регулярною насадкою. 
1 - розподільник рідини; 2 – насадочні 
елементи; 3 - сітчастий демистр (капле 
відбійник). 
 
Математична модель процесу масообміну при сильній взаємодії фаз представлена 
в роботах [31, 40]. На основі використання рівнянь математичної моделі виконані 
розрахунки високошвидкісного абсорбера (рис.5.5) очищення газових викидів ТЕЦ. 
Витрата газу 215 кг/с, швидкість газу в апараті W=35 м/с, звідси діаметр апарата – 2,6 
метра. У результаті одержимо, що один високошвидкісний апарат здатний замінити 
дев'ять плівкових абсорберів з нерегулярною насадкою. 
Вибираємо рулонну гофровану насадку з питомою поверхнею 180м2/м3, вільним 
об'ємом 0,9 і шорсткою поверхнею (рис.5.2). Розрахунки показують, що для очищення 
димових газів від SO2 і NO2 необхідна висота шару насадки 6,7 метрів. Загальна висота 
3
абсорбера буде  не більш 9 метрів. Корисний об'єм насадки 35,5м . Для порівняння для 
очищення того ж об'єму газових викидів абсорберами (9 шт.) з нерегулярною насадкою 
3
корисний об'єм (тобто насадки) становить 339м . 
Звідси випливає явна перевага високошвидкісних прямоточних абсорберів для 
очищення газових викидів ТЕЦ. Єдиним недоліком є підвищення гідравлічне (5-6 раз) у 
порівнянні з апаратом, що працює в режимі слабкої взаємодії фаз. 
Висновок до п’ятого розділу 
В розділі охорони праці розробили обладнання для очистки викидів, що утворюються 
при спалюванні водомазутних емульсій   
 
119 
ЗАГАЛЬНІ ВИСНОВКИ 
1. Розроблена чисельна модель топки для низькосортних палив показала 
задовільне співпадіння всіх розрахункових варіантів. Результати моделювання вихідних 
схем спалювання котлів ТП-14А і П-57 показали незначне відхилення від даних 
отриманих під час випробувань  
2. На підставі теоретичних, розрахункових і експериментальних даних 
розроблена комбінована схема спалювання низькосортного та високозольного вугілля. 
Обрані режимні  та  конструктивні  характеристики, виконані розрахунки котлів з  
різним розташуванням пальників. Показано високу ефективність використання 
нижнього піддуву. 
3. Визначено оптимальний шлях вигоряння твердого палива що полягає в 
розосередженні зони активного горіння в горизонтальній площині і висоті. В результаті 
вирівнюються поля температур та концентрація кисню, розширюється зона контакту 
вугільного пилу з окислювачем. 
4. Досліджено, що найбільш значущими факторами, що впливають на втрати q4 
є сумарний залишок на ситі R90 і локальний надлишок повітря в зоні активного горіння 
αзаг. 
5. Визначено, що пристрій гальмування в сушильній шахті знижує вологість 
палива перед млином на 4%, що дозволяє заощаджувати 7,2% електроенергії на 
розмелювання. 
6. Розрахунок економічної ефективності застосування комбінованих схем для 
забаластованих палив показує, що терміни окупності проектів становитимуть: для котла 
П-57-3М - 10 років, для котла ТП-14А - 4,6 року. 
7. Розроблено установку для очистки викидів, що утворюються при спалюванні 
водомазутних емульсій. 
 
120 
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ  
1. Тепловий розрахунок промислових парогенераторів / За ред. В. Н. Частухіна. – К.: 
Вища школа, 1980. – 182 с. 
2. Чепурний М. М., Степанов Д. В., Корженко Є. С. Теплові розрахунки 
парогенераторів: [Навчальний посібник]. – Вінниця: ВНТУ, 2006. – 155 с. 
3. Воронцов С. Про відповідність Енергетичної стратегії України на період до 2030 
року сучасним викликам і загрозам у сфері енергетичної безпеки [Електронний 
ресурс] / Національний інститут стратегічних досліджень. – URL: 
http://www.niss.gov.ua. 
4. Мацевитий Ю. М., Стогній Б. С., Шидловський А. К. Науково-технічне 
забезпечення довгострокових планів розвитку енергетики України // Енергетика та 
електрифікація. – 2013. – № 1. – С. 48–52. 
5. Праховник А. В. та ін. Розвиток маневреної генерації ОЕС України як фактор 
підвищення енергетичної безпеки держави // Енергетика та електрифікація. – 2008. 
– № 7. – С. 9–12. 
6. Патон Б. Є., Долинський А. А., Халатов А. А. та ін. Перспективи розвитку 
вітчизняної парогазової технології // Вісник НАН України. – 2009. – № 4. – С. 61–
69. 
7. Кулик М. П. Підвищення ефективності комбінованих парогазотурбінних 
енергетичних установок та зменшення екологічного забруднення навколишнього 
середовища // Вісник Вінницького політехнічного інституту. – 2008. – № 5. – С. 
107–111. 
8. Пеньков В. І., Грінченко Д. М., Кулик М. П. Енергетична установка: Патент 
України № 18856, БВ № 6, 1997 р. 
9. Семчук Я. М., Кулик М. П. Екологічні та техніко-економічні аспекти спільної 
роботи паро-газотурбінних енергетичних установок // Нафтогазова енергетика. – 
2008. – № 1(6). – С. 65–68. 
10. Kulyk M. P., Mandryk O. M., Mysak Y. S. Analysis of the Possibility of Using Coal 
Technologies to Improve Manoeuvrability and Ecological Compatibility of Thermal 
Power Plant Units // Geomatics and Environmental Engineering. – 2016. – Vol. 10, No 
2. – P. 39–42. 
11. Мисак Й. С. та ін. Об’єкти теплових електричних станцій. Режими роботи та 
експлуатації. – Львів: Видавництво НУ «Львівська політехніка», 2007. – 254 с. 
12. Кулик М. П., Кравець Т. Ю., Семерак М. М. Аналіз наявних технологій розділення 
повітря для підвищення ефективності спалювання палива в теплоенергетиці // 
Екологічні науки. – 2018. – № 21. – С. 59–66. 
13. Кириченко В. І. та ін. Некріогенні технології виробництва. Мембранні системи 
виробництва кисню і перспективи їх розвитку // Хімічна промисловість України. – 
2008. – № 6. – С. 58–68. 
14. Гапонич Л. С., Чернявський М. В. Використання термоконтактного піролізу при 
двоступеневій термічній переробці кам’яного та бурого вугілля // Екотехнології та 
ресурсозбереження. – 2000. – № 6. – С. 41–46. 
15. Сухий М. П., Карпенко О. О. Енерготехнологія хіміко-технологічних процесів: 
Навчальний посібник. – Дніпропетровськ: УДХТУ, 2006. – 202 с. 
16. Величко Ю. М. та ін. Хімія і технологія кераміки. Високотемпературні процеси: 
Навчальний посібник. – К.: Освіта України, 2016. – 160 с. 
17. Племянніков М. М., Яценко А. П., Корнілович Б. Ю. Хімія і технологія скла. 
Високотемпературні процеси: Навчальний посібник. – К.: Освіта України, 2015. – 
 
121 
183 с. 
18. Товажнянський Л. Л. та ін. Основи інтеграції теплових процесів. – Харків: НТУ 
«ХПІ», 2000. – 456 с. 
19. Махорін К. Є., Хімкіс П. А. Спалювання палива в псевдозрідженому шарі. – Київ: 
Наукова думка, 1989. 
20. Кучин Г. П., Скрипко В. Л. Спалювання низькосортних палив у псевдозрідженому 
шарі. – Київ: Техніка, 1987. 
21. Редько А. Ф. Теплообмін у топках з киплячим шаром: Навчальний посібник. – 
Київ: УМК ВО, 1990. – 72 с. 
22. Редько О. Ф., Півненко Ю. О. Дослідження псевдозрідження полідисперсних 
бінарних систем у топках киплячого шару // Вентиляція, освітлення та 
теплогазопостачання. – 2017. – Вип. 22. – С. 43–48. 
23. Алексєєнко С. В. та ін. Чисельне та експериментальне моделювання турбулентних 
течій в топкових камерах // Інженерно-фізичний журнал. – 1990. – Т. 5, № 6. – С. 
948–955. 
24. Сорока Б. С. та ін. Низькоемісійне спалювання підготовлених газо-повітряних 
сумішей в камері з рециркуляцією продуктів згоряння // Сучасна наука: 
дослідження, ідеї, результати, технології. – 2013. – Вип. 1(12). – С. 368–374. 
25. Мисак Й. С., Івасик Я. Ф. Вдосконалення експлуатації енергоблоків 300 МВт з 
газомазутними котлами на мінімальних навантаженнях // Вісник НУ «Львівська 
політехніка». – 1999. – № 378. – С. 51–54. 
26. Батальцев Є. В., Пляцук Л. Д. Підвищення екологічної безпеки теплових 
електростанцій за рахунок технології газифікації вугілля // Екологічна безпека. – 
2012. – № 2. – С. 90–92. 
27. Частухін В. І., Частухін В. В. Паливо і теорія горіння. – К.: Вища школа, 1989. – 
223 с. 
28. Круть О. А. Водовугільне паливо: Монографія. – Київ: Наукова думка, 2002. – 172 
с. 
29. Кравченко О. В. Теоретичні та методологічні основи інтенсифікації хіміко-
технологічних процесів видобування та переробки вуглеводневих енергоносіїв: 
дис. докт. техн. наук: 05.17.08 / НТУ «ХПІ». – Харків, 2017. – 425 с. 
30. Кравченко О. В. та ін. Перспективні технології отримання та спалювання 
композиційних палив на основі методів активації // Комунальне господарство міст. 
– 2014. – Вип. 118 (1). – С. 29–33. 
31. Федоткін І. М., Гулий І. С. Кавітація, кавітаційна техніка та технологія, їх 
використання в промисловості. – Київ: Поліграфкнига, 1997. – 840 с. 
32. Chung T. Computational fluid dynamics. – Cambridge Univ. Press, 2002. – 1012 p. 
33. Wesseling P. Principles of computational fluid dynamics. – Springer, 2001. – 644 p. 
34. Рвачов В. Л. Теорія R-функцій та деякі її додатки. – К.: Наукова думка, 1982. – 552 
с. 
35. Про затвердження нормативів гранично допустимих викидів забруднюючих 
речовин із стаціонарних джерел: Наказ Міністерства охорони навколишнього 
природного середовища України від 27.06.2006 № 309.
ChSTU repository

ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets
