ТЕПЛОВЫЕ ЭЛЕКТРОСТАНЦИИ

Манеев А. П., Стрижко Ю. В., инженеры

Сибтехэнерго

Подавляющее большинство эксплуатируемых дымовых труб ТЭС возведено с использованием подъемно-переставной опалубки. Этот способ возведения подразумевает образование такого конструктивного элемента трубы, как рабочий шов бетонирования. Технические характеристики шва бетонирования по водо- и газонепроницаемости намного ниже характеристик основного массива бетона. Именно поэтому выход конденсата на дымовых трубах, отводящих продукты сгорания с высоким влагосодержанием, наблюдается исклю- чительно в швах бетонирования. Именно в этих местах происходит размораживание бетона в условиях отрицательных температур наружного воздуха, что в отдельных случаях приводит несущую железобетонную оболочку в аварийное состояние. Этот фактор коррозии бетона, применительно к дымовым трубам, наиболее агрессивен по сравнению, например, с выщелачиванием (также имеющим место в этих условиях), и характеризуется прогрессирующей последовательностью: больше неплотность – больше выход конденсата – больше объем размораживаемого бетона и т.д.

Основные теоретические положения, принятые для проектирования дымовых труб и касающиеся аэродинамических режимов работы, предполагают абсолютную газоплотность конструкции трубы. При этом для оценки характера аэродинамического режима принято использовать выражение по определению критерия статического давления R (критерий Рихтера) [1]. Предполагается, что при R > 1 в верхней части трубы возникает избыточное статическое давление, при R 1 по всей высоте давление в стволе будет меньше давления окружающего воздуха. Соответственно оценивается и возможность фильтрации дымовых газов через ствол дымовой трубы (при этом градиент давления рассматривается как основной фактор массопереноса в теле дымовой трубы). Все это справедливо только для одного случая, когда отсутствует ветровая нагрузка.

Многолетние наблюдения и анализ имеющихся данных показывают, что несмотря на отсутствие избыточного статического давления на отдельных трубах наблюдается весьма активный выход кон-

денсата через швы бетонирования железобетонной оболочки.

В основном это происходит в верхней части дымовой трубы. Кроме этого, в отдельных случаях при наличии сквозных отверстий достаточно большого размера можно визуально наблюдать и непосредственный выход газов.

Поэтому необходимо рассмотреть и некоторые другие факторы, вызывающие фильтрационные процессы, в том числе и наиболее очевидный – фактор ветровой нагрузки.

При поперечном обтекании ствола дымовой трубы наружным воздухом на внешней поверхности ствола устанавливаются давления, пропорциональные динамическому напору набегающего потока

где – плотность воздуха, кг м3; v – скорость набегающего потока, м с.

Относительная разность статического давления (коэффициент давления) для любой точки ствола трубы определяется

ãäå pñò – статическое давление в произвольной точ- ке на поверхности трубы, кгс м2; páàð – барометри- ческое давление, кгс м2.

Íà ðèñ. 1 показан график изменения коэффициента давления по периметру трубы.

Абсолютное давление в любой точке будет определяться из выражения

Разница между барометрическим давлением и давлением в произвольной точке ствола

pñò = pñò – páàð,

èëè

При этом поля давлений по внешней поверхности горизонтального сечения трубы будут иметь вид, показанный на ðèñ. 2.

жима сушки футеровки после ее ремонта при пуске котлов и др.

Поэтому возникает вопрос обеспечения работоспособности трубы с наименьшими финансовыми затратами и при этом без останова основного оборудования.

Нами был предложен и внедрен метод инъекцирования под давлением полимерных составов в швы бетонирования железобетонной оболочки. Внедрение этого метода на железобетонной дымовой трубе H = 120 м на одной из котельных г. Новосибирска позволило решить проблему выхода конденсата, имевшего до этого активный характер.

Общее состояние данной дымовой трубы до ремонта и тенденции к ухудшению состояния требовали принятия срочных мер по приведению трубы в работоспособное состояние в кратчайшие сроки в условиях ограниченного времени на останов. Поэтому в числе прочих рекомендаций была реализована идея герметизации швов бетонирования полимерными составами. Герметизации были подвергнуты до 40% швов бетонирования с предварительным восстановлением разрушенных уча- стков защитного слоя бетона ремонтным составом “Акватрон-6”.

В период останова герметизация выполнялась инъекцированием эпоксидных составов. При пуске котлов, когда в швах бетонирования начал происходить процесс выхода конденсата, работы были продолжены с использованием “Флекса” – гидроактивного инъекционного раствора фирмы “De Nef Conchem”, представляющего собой однокомпонентный полиуретановый преполимер, одним из преимуществ которого является способность реагировать с водой с образованием вспененных структур. Процесс сопровождается вытеснением воды из шва с образованием внутри полости водонепроницаемого пенополиуретанового заполнителя.

В послеремонтный период (в течение 1 года) дымовая труба эксплуатировалась в обычном режиме, но выхода конденсата при отрицательных температурах не наблюдалось. Более того, были некоторые опасения эксплуатации котельной, связанные с возможной необходимостью отвода конденсата с перекрытия дымовой трубы, так как предполагалось, что образующийся на внутренней поверхности конденсат должен обводнить нижнюю внутреннюю часть трубы. Но такой проблемы не возникло, подтверждая предположение о том, что для дымовых труб определяющими при- чинами массопереноса являются не градиенты влажности и температуры, а градиент давления.

Выводы

1.Фильтрация дымовых газов и конденсата че- рез швы бетонирования происходит под воздействием разности статических давлений на внутренней и внешней поверхности дымовой трубы. Основным фактором, определяющим разность давлений, является ветровая нагрузка, а не избыточное давление в трубе, как считалось ранее.

2.Метод инъекцирования швов бетонирования

гидроактивным “Флексом” может быть использован в качестве оперативного способа отсечки фильтрации конденсата в условиях работающей дымовой трубы. При плановых ремонтах дымовых труб как более экономичное может быть рекомендовано использование эпоксидных составов.

Список литературы

1.Рихтер Л. А. Газовоздушные тракты тепловых электростанций. М.: Энергоатомиздат, 1984.

2.ÑÍèÏ 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия.

3.Климат Новосибирска. Л.: Гидрометеоиздат, 1979.

тем орошения и конструкций распылителей, используемых в аппаратах газоочистки [1].

Основные требования к распылителям, работающим в мокрых аппаратах очистки дымовых газов теплоэлектростанций, следующие:

обеспечение равномерной плотности орошения и высокой удельной поверхности массообмена

мой жидкости единичного устройства; возможность устойчивой работы распылите-

лей на оборотной воде с частицами твердых вклю- чений, обладающих цементирующими и абразивными свойствами.

Проведенный анализ и обобщение опыта эксплуатации показали, что с точки зрения надежности

предпочтительно использование в скрубберах ТЭС струйных форсунок. Они наряду с центро- бежно-струйными форсунками обладают высоким коэффициентом расхода (т.е. менее энергоемки) и могут обеспечивать наиболее оптимальное заполнение факела распыла. При этом струйные форсунки целесообразно использовать для орошения газоходов прямоугольного, а центробежно-струй- ные – в газоходах круглого сечения, форма которых подобна поперечному сечению их факелов распыла. Однако с ростом единичной производительности форсунок (и соответственно с увеличе- нием диаметра их выходного сопла) ухудшается дисперсность распыла. Указанная закономерность, характерная для всех типов гидравлических распылителей, больше проявляется именно у струйных форсунок, так как удельные энергозатраты на распыл жидкости у них самые минимальные.

Таким образом, задачей практического исследования являлась разработка плоскофакельной (щелевой) форсунки большой единичной производительности с улучшенными характеристиками распыла (дисперсность капель, равномерность плотности орошения в поперечном сечении факела распыла и др.).

Íà ðèñ. 1 показано разработанное устройство с тремя распылительными соплами [2]. Распылительное устройство содержит корпус 1 с центральной полостью 2, которая цилиндрическими каналами 3, расположенными на продольной оси полости, соединена с клиновой выходной щелью 4. Диаметр цилиндрических каналов – dî, расстояние между их центрами – aê, высота клиновой щели – hù. При пересечении цилиндрических каналов с клиновой щелью образуются выходные распылительные сопла 5 шириной ù. Щель выполнена сквозной по всей торцевой поверхности распылительного устройства.

Устройство работает следующим образом. Распыливаемая жидкость подается в центральную полость корпуса, где распределяется по цилиндриче- ским каналам и поступает к выходным распылительным соплам. Так как их сечение представляет собой щель (отношение ширины к длине составляет 0,2 – 0,5), то истекающая струя при входе в сопло сжимается, а на выходе из него расширяется в плоскости параллельной щели, приобретая плоскую веерообразную форму. При этом боковые грани клиновой щели служат направляющим аппаратом, формирующим факел распыла и определяющим его геометрические параметры. Длина направляющего участка (hù) в 6 – 12 раз больше ширины выходного сопла, что обеспечивает формирование устойчивой плоской струи с углом раскрытия , соответствующим углу раскрытия клиновой щели.

Использование в одном устройстве нескольких сопл, расположенных на его продольной оси, по-

Рис. 1. Распылительное устройство с тремя распылительными соплами

зволяет пропорционально увеличить производительность распыливающего устройства при сохранении высокой дисперсности распыла. Последняя величина обратно пропорциональна геометриче- ским размерам выходных каналов (чем меньше их размер, тем выше дисперсность образующихся капель).

Производственные испытания разработанных форсунок (вариант с двумя и тремя соплами при d0 = 8,0 ìì, ù = 2,4 мм) проводились на специальном стенде [3]. В ходе испытаний определялись зависимости расхода Q, угла раскрытия факела распыла от давления распыла p. Кроме того, с помощью кольцевого сборника [4] определялось распределение жидкости q по сечению факела распыла. Коэффициент расхода форсунки определялся из соотношения

p F 2

ãäå F – суммарная площадь выходных сопл форсунки, м2; p – давление распыла, Па; – плотность распыливаемой жидкости, кг м3.

Дисперсность образующихся капель dê оценивалась через критерий Рейнольдса согласно формуле