Нормирование выбросов источниками

5 Нормирование выбросов источниками.

Предельно допустимые выбросы (ПДВ).

В начале 50-х годов началась работа по нормированию ПДК загрязнителей. В 70-х гг. появилась надежная методика и сформирован ПДК на загрязнители. Вместе с тем простая фиксация плохого качества атмосферы не позволяла найти ответственного за загрязнение и не позволяла управлять качеством атмосферы городов и поселков. В связи с этим был поднят вопрос о нормировании выбросов вредных веществ источниками. В 1978г. был создан Госкомгидромет , которому было поручено разработка системы нормирования. В 1980г. был принят закон

"Об охране атмосферного воздуха". В 1982г. Совет Министров СССР принял постановление о предельно-допустимых выбросах и вредных физических воздействиях на атмосферу".

Однако перед этим была разработана и применена методика расчета ПДВ радиоактивных веществ. Основы расчета методики для химических веществ заимствованы у методики расчета ПДВ радиоактивных веществ.

Введение ПДВ отличается:

1. Конкретностью - конкретное вещество от конкретного источника;

2. Позволяет организовать технологию, планирование.

ПДВ - это такой максимальный выброс загрязняющего вещества источником, при котором соблюдается условие: приземная концентрация вещества + фоновая концентрация вещества меньше либо равна ПДК за рассматриваемый период q _i + q _iф <= ПДК _МР с учетом комбинированного действия веществ.

Рекомендуемые материалы

Фоновая концентрация вредностей - концентрация вещества в нормируемой зоне, создаваемая другими источниками.

Нормируемая зона - зона активной жизнедеятельности, чаще всего жилая зона, либо граница санитарно-защитной зоны предприятия.

ПДВ [г/с] ПДВ = ПДК * К _Р ,

где К _Р - коэффициент метеорологического разбавления.

При определении ПДВ, ПДК, К _Р применяется для соответствующего

периода времени.

При определении ПДВ учитываются :

- характеристика работы источника по выбросу веществ (V _в, d _тр, t _гб, неравномерность)

- свойства выбрасываемого вредного вещества (коэффициент оседания, ПДК, поведение в атмосфере)

- метеопараметры района

- топографические условия местности (рельеф)

- характер реципиентов (защищаемых)

5.1 Разработка предельно допустимых и временно согласованных выбросов (ПДВ и ВСВ) для ТЭС и котельных.

Предельно допустимый выброс вредных веществ в атмосферу (ПДВ) устанавливается для каждого источника загрязнения атмосферы таким образом, чтобы выбросы вредных веществ от данного источника и от совокупности источников города или другого населенного пункта с учетом перспективы развития промышленных предприятий и рассеивания вредных веществ в атмосфере не создавали приземную концентрацию, превышающую их ПДК для населения, растительного и животного мира (ГОСТ 17.2.3.02-78).

Установление ПДВ производится с применением методов расчета загрязнения атмосферы промышленными выбросами и с учетом перспектив развития предприятия, физико-географических и климатических условий местности, расположения промышленных площадок и участков существующей и проектируемой жилой застройки, санаториев, зон отдыха городов, взаимного расположения промышленных площадок и селитебных территорий.

ПДВ (г/с) должны устанавливаться для времени года и нагрузки, сочетание которых дает максимальные приземные концентрации. Для ТЭЦ, КЭС и котельных это , как правило, наиболее холодный период года, когда тепловые и электрические нагрузки максимальны.

Применительно к ТЭС ПДВ устанавливается для каждой дымовой трубы и станции в целом. ПДВ определяется для каждого вещества отдельно, в том числе и в случаях учета суммации вредного действия нескольких веществ.

При установлении ПДВ учитываются фоновые концентрации с_ф.

При определении ПДВ для действующих производств с_ф заменяется на с_ф’.

Значение ПДВ (г/с) для одиночного источника с круглым устьем в случаях с_ф<ПДК определяется по формуле:

Для относительно «холодных» выбросов Т »0, в случае f³100 ПДВ определяется по формуле:

При установлении ПДВ для одиночного источника выброса смеси постоянного состава веществ с суммирующимся вредным действием сначала определяется вспомогательное значение суммарного ПДВ, равного ПДВ, приведенному к выбросу одного из веществ. Для этого в формулах используются ПДК данного вещества и суммарный фон с_ф, приведенный к этому же веществу. Затем с учетом состава выбросов определяются ПДВ отдельных вредных веществ.

В случае многоствольной трубы (при L<d₂H) значение ПДВ из всех стволов определяется по формуле:

где    Q’_м и Q”_м (мг/м³) – приземные максимальные концентрации вредного вещества при М=1 г/с, находимые при значениях параметров выброса для одного ствола и диаметра D, равного соответственно фактическому и эффективному диаметрам устья.

Объем газовоздушной смеси V₁ при расчете q”_п полагается равным его эффективному объему V_1э. Безразмерный коэффициент d₁ определяется по формуле:

d₁=(L-D)/(d₂H-D)

где    L (м) – среднее расстояние между центрами устьев стволов;

D (м) – диаметр устья ствола;

d₂ – безразмерный коэффициент.

При разработке ПДВ для реконструируемого предприятия расчеты выполняются на фактическое положение и на перспективу. При расчетах на фактическое положение используются значения М и V₁ по данным последней инвентаризации выбросов с внесением в случае необходимости дополнительных уточнений. При расчетах на перспективу расчеты производятся отдельно для каждого из намеченных этапов сокращения выбросов с использованием М и V₁, ожидаемых в результате реализации намеченных мероприятий.

Предлагаемый в качестве ПДВ вариант должен быть оптимальным по технико-экономическим показателям.

Установлению ПДВ для отдельного источника предшествует определение его зоны влияния, радиус которой приближенно оценивается как наибольшее из двух расстояний до источника: х₁ и х₂ (м), где х₁=10х_м (при этом х₁ соответствует расстоянию, на котором составляет 5%с_м). Значение х₂ определяется как расстояние от источника, начиная с которого с£0,05ПДК.

Для ТЭС и предприятий также устанавливаются зоны влияния, включающие в себя круги радиусом х₁, проведенные вокруг каждой из труб предприятия, и участки местности, где суммарное загрязнение атмосферы от всей совокупности источников выброса данного предприятия, в том числе низких и неорганизованных выбросов, превышает 0,05ПДК.

Зоны влияния источников и предприятий рассчитываются по каждому вредному веществу (комбинации веществ с суммирующимся вредным действием) отдельно.

Для предприятий и источников, зоны влияния которых целиком расположены в участках города, где рассчитанная суммарная концентрация от всех источников города Sс<ПДК, значения выбросов, использованные при указанных расчетах, принимаются в качестве ПДВ.

При детализации фона только по территории города в качестве фона с_ф для предприятия (источника) при установлении ПДВ используется его максимальное значение в зоне влияния рассматриваемого предприятия (источника). После этого учет фона производится обычным образом.

Для ТЭЦ и котельных, расположенных в городах, достаточно часто встречается ситуация, когда фоновая концентрация выше ПДК_м.р., т. е. с_ф’>ПДК_м.р. В этом случае увеличение мощности выброса от реконстрируемых объектов и строительство на предприятии новых котлов с выбросами тех же веществ, обладающих с ними суммацией вредного действия, может быть допущено только при одновременном обеспечении снижения вредных веществ в атмосферу на остальных объектах рассматриваемого предприятия или на других предприятиях города, обоснованного проектными решениями. Методика не содержит рекомендаций, каким образом сокращение выбросов должно быть распределено между ТЭЦ и другими предприятиями города.

Наряду с максимальными разовыми ПДВ (г/с) в оперативных целях для выполнения проектных оценок темпов снижения выбросов и возможностей утилизации содержащихся в них вредных веществ устанавливаются годовые значения ПДВ (т/год) для отдельных дымовых труб и ТЭС в целом.

Для действующих предприятий, если в воздухе городов или других населенных пунктов концентрации вредных веществ превышают ПДК, а значения ПДВ в настоящее время не могут быть достигнуты, по согласованию с контролирующими органами предусматривается поэтапное, с указанием длительности каждого этапа, снижение выбросов вредных веществ до значений ПДВ, обеспечивающих достижение ПДК, или до полного предотвращения выбросов. На каждом этапе до обеспечения значений ПДВ устанавливаются временно согласованные выбросы вредных веществ (ВСВ) с учетом значений выбросов предприятий с наилучшей (в части охраны окружающей среды) достигнутой технологией производства, аналогичной по мощности и технологическим процессам. При установлении ВСВ следует пользоваться теми же приемами, что и при установлении ПДВ.

Значения ВСВ, так же как и ПДВ, устанавливаются для источников и для предприятия в целом. Если зона влияния источника (вне зависимости от соотношения между концентрациями в точке его расположения и ПДК) захватывает участки местности, где концентрации больше ПДК, то на соответствующем этапе снижения выбросов должно устанавливаться значение ВСВ. Для вновь проектируемых предприятий (объектов) значения ВСВ не устанавливаются.

5.2 Документы, организующие процесс разработки ПДВ.

- ГОСТ 17.23.02-78 "Охрана атмосферы"

- Инструкция по инвентаризации выбросов загрязняющих веществ в атмосферу / Ленинград ЛДНТП 1991.

- Инструкция о порядке рассмотрения ,согласования и экспертизы воздухоохранных мероприятий и выдачи разрешений на выброс загрязняющих веществ в атмосферу по проектным решениям ОНД 1-84 /Москва Гидрометеоиздат 1984.

- Инструкция по нормированию выбросов (сбросов) загрязняющих веществ в атмосферу и в водные объекты /Москва 1989.

- Методика расчета концентраций в атмосферном воздухе вредных веществ, содержащихся в выбросах предприятий ОНД-86/Ленинград Госкомгидромет 1987.

- Рекомендации по оформлению и содержанию проекта нормативов предельно допустимых выбросов в атмосферу (ПДВ) для предприятия /Москва 1989.

- Методические указания по расчету валовых выбросов вредных веществ в атмосферу для предприятий нефтепереработки и нефтехимии

- Методика проведения инвентаризации выбросов загрязняющих веществ в атмосферу для автотранспортных предприятий (расчетным методом) /Москва 1992.

5.3 Определение границ санитарно-защитной зоны

Применительно к ТЭС понятие санитарно-защитной зоны (СЗЗ) распространяется только на вредные вещества, уносимые с топливного склада, загазованных цехов и золоотвалов. К вредным веществам, уходящим с газами через дымовые трубы, понятии СЗЗ не применимо.

Размеры СЗЗ l₀ (м), установленные в Санитарных нормах проектирования промышленных предприятий, должны проверяться расчетом загрязнения атмосферы в соответствии с требованиями ОНД с учетом перспективы развития предприятий и фактического загрязнения атмосферного воздуха.

Полученные по расчету размеры ССЗ должны уточняться отдельно для различных направлений ветра в зависимости от результатов расчета загрязнения атмосферы и среднегодовой розы ветров района расположения предприятия по формуле:

L=L₀P/P₀

Где L (м) – расчетный размер СЗЗ; L₀ – расчетный размер участка местности в данном направлении, где концентрация вредных веществ (с учетом фоновой концентрации от других источников) превышает ПДК; Р (%) – среднегодовая повторяемость направления ветров рассматриваемого румба; Р₀ (%) – повторяемость направлений ветров одного румба при круговой розе ветров.

Например, при восьмирумбовой розе ветров Р=100/8=12,5%. Значения l и L отсчитываются от границы источников.

Если в соответствии с предусмотренными техническими решениями и расчетами загрязнения атмосферы значения СЗЗ для предприятия получаются больше, чем значения, установленные Санитарными нормами проектирования промышленных предприятий, то необходимо пересмотреть проектные решения и обеспечить выполнение требований Санитарных норм за счет уменьшения количества выбросов вредных веществ в атмосферу, увеличения высоты их выброса с учетом установленных ограничений и др.

7.2 Технологические мероприятия по снижению оксидов азота.

Снижение выхода 1@Ож достигается обычно уменьшением Ггоах. Известно, что в температурном поле топочной среды в горизонтальном сечении на уровне размещения горелок максимальный уровень температур соответствует центральной части топки, а в периферийных зонах температура снижается вследствие интенсивной теплоотдачи от продуктов сгорания к поверхностям нагрева, размещенным на стенах топки.

Зависимость выхода «термических» оксидов азота от температуры имеет экспоненциальный характер [106] и поэтому любая неравномерность температур пци одинаковом тепловыделении в топке определяет повышенный выход оксидов азота. Это объясняется тем, что превышение температуры по сравнению со средним уровнем дает больший прирост оксидов азота, чем снижение их выхода в зонах с температурой ниже среднего уровня. Отсюда вытекает необходимость выравнивания температурного поля в топке.

Такое выравнивание или приближение к нему может осуществляться соответствующим распределением газов рециркуляции по ширине топки или по горелкам горизонтального ряда. Не изменяя общего расхода рециркуляционных газов, большую их часть следует подавать в более высокотемпературные зоны, в частности в центральную часть топки через центральные горелки, и меньшую - в крайние, размещенные ближе к стенам топки.

Институтом газа АН УССР (А. Н. Дубоший) на энергоблоках 200 и 300 МВт исследовалась интенсификация рециркуляции дымовых газов и двухстадийного горения путем повышения воздействия этих методов на центральные зоны топочной камеры [2301. Зависимость концентрации 1@Озс в продуктах сгорания котла ТГМП-314А при сжигании мазута при различных соотношениях расходов газов рециркуляции в центральные и крайние горелки показана на рис. 5-24. Топка котла ТГМП-314А оборудована 16 горелками, размещенными на фронтальной и задней стенах в 2 яруса. При равномерной раздаче газов рециркуляции по всем 16 горелкам (Окр/Оц=1, где Окр и Он - расход газов рециркуляции соответственно в крайние и центральные горелки) и общей степени рециркуляции г=15"/о выход оксидов азота составил 520 мг/мЗ. Не изменяя общего расхода газов рециркуляции, увеличивали их подачу на центральные 8 горелок, соответственно снижая расход на крайние. При соотношении расхода газов рециркуляции Скр/Оц=0,2 выход оксидов снижался до 380 мг/м@, т. е. на 27%, а температура пара промышленного перегрева оставалась в допустимом диапазоне (Гпер=555-560 "С). При дальнейшем увеличении расхода газов рециркуляции на центральные горелки

 217

Них, е/мЗ

Рис. 5-24. Концентрация МОи в продуктах сгорания при неравномерной подаче газов рециркуляции в центральные и крайние горелки.

0,8 0,6 0,4 0,2 икр/Си,

ТАБЛИЦА 5-9 Обозначение горелок по их расположению в топке

Скр/Сц<(),2 выход оксидов азота не уменьшался и, кроме того, в результате значительного охлаждения центральной части топочной камеры в дымовых газал появились продукты неполного сгорания.

Усредненный выход оксидов азота при неравномерной по горелкам подаче газов рециркуляции можно оценить с помощью следующего выражения с эмпирическими коэффициентами:

@Ю?' == МО@ [_п@ (@-&@) + лпр (@пр @@/пр) + +«,@р(М«р-@@р)1/2я, (5-9)

где @Од - выход оксидов азота без подачи газов рециркуляции в топку, г=0, мг/м@; «ц, дар, икр-число соответственно центральных, промежуточных и крайних горелок, 2д==лц+/21,р+дкр1 Ни,

1дпр, [икр - условная относительная интенсивность образования оксидов азота в зоне действия соответственно центральных, промежуточных и крайних горелок; кг'@, Кт@, @(т@ - эффективность снижения выхода оксида азота при подаче газов рециркуляции соответственно в центральные, промежуточные и крайние горелки; Гц, /пр. гкр - коэффициент рециркуляции соответственно в центральных, промежуточных и крайних горелках.

Исходя из опыта исследования выхода оксидов азота в зоне действия различных по расположению в топке горелок, принимается:

1,5-2,0; (апр@О; @?=0,04; @'@@025;

цкр==0,5; @?Р=0,010.

Обозначение горелок в зависимости от числа их в горизонтальном ряду приведено в табл. 5-9.

Пример. В горизонтальном ряду 6 горелок: при @О 1ТО,:"Р=МО.д; при г«=0,2 и равномерном распределении газов рециркуляции по горелкам

НО@ = МО, [2 (1,5 - 0.04.20) + 2 (1 - 0,025.20) + Ч (0,5 - 0,01.201/6 =

= 0,50 @Юл,

218

при гобщ=0,2 и неравномерное распределении газов рециркуляции по горелкам гц=0,35, ?пр=0,25, гкр=0,

ту == НО@ [2 (1,5 - 0,04.35) + 2 (1 - 0,025.25) + 2 (0,5- 0,0101/6 ==

=0,3251@0@.

Снижение выхода Мод за счет неравномерного распределения газов рециркуляции по горелкам

Л КО@ == [(0,5 - 0,325)/0,51. 100 = 25,0 %.

На котлах ТГ-104 энергоблоков 200 МВт при сжигании попутного нефтяного газа проведено исследование эффективности двух- стадийного сжигания топлива в зависимости от места его реализации по ширине топочной камеры. Топка котла оснащена 12 горелками, размещенными в два яруса по шесть горелок в каждом. Двухстадийность сжигания топлива осуществлялась подачей 10 о/о общего расхода воздуха через центральный канал горелки. Закрытием шибера центрального канала воздуха производился перевод горелки на одностадийное сжигание.

Сравнивался выход оксидов азота в пяти режимах работы горелок котла:

1-все горелки работают по одностадийному принципу сжигания топлива;

11-4 крайние горелки - по двухстадийному, остальные - по одностадийному;

III - 4 центральные - по двухстадийному, остальные - по од- ностадийному;

1У-8 центральных и промежуточных горелок - по двухста- дийному, остальные - по одностадийному; @-все горелки работают по двухстадийному принципу. Результаты исследования приведены в табл. 5-10. Анализируя данные, приведенные в таблице, можно отметить, что эффективность двухстадийного сжигания топлива по снижению выхода сйксидов азота на центральных горелках выше, чем на крайних,

219

ТАБЛИЦА 5-10

Выход оксидов азота в режимах с различным размещением горелок двухстадийного сжигания топлива, мг/м®

в 2 раза (режимы 11 и III при а=1,05). Наибольшая эффективность соответствует работе всех горелок по двухстадийному принципу, однако при этом может повыситься температура перегрева пара и появиться химическая неполнота сгорания топлива. В связи с этим переоборудование горелок на двухстадийный принцип сжигания топлива целесообразно начинать с центральных горелок, затем можно вводить двухстадийность последовательно на промежуточных и крайних горелках до появления продуктов неполного сгорания топлива или превышения допустимого значения температуры перегрева пара.

Ограничение расхода рециркуляционных газов в топках котлов, особенно при сжигании газового топлива, ставит вопрос о более эффективном их использовании с точки зрения снижения выхода оксидов азота. Важно, чтобы рециркуляционные газы попадали в самые высокотемпературные зоны факела. При смешении с общим потоком воздуха газы рециркуляции распределяются в большом объеме как по длине факела, так и за его пределами. Более целесообразным является подмешивание рециркуляционных газов к первичному воздуху или к газовому топливу. В этом случае практически весь объем рециркуляционных газов оказывает влияние на зону максимальных температур.

Исследования турбулентного газового факела показали, что при его общей длине @@@Об? (с? - диаметр амбразуры горелки) образование 1@0.х фактически заканчивается на расстоянии @= ==(2,5-3,0)@ для прямоточного факела и @@=2,751г1р (р-угол подъема факела по спирали) для вихревого факела [79], что подтверждает необходимость воздействия рециркуляционными газами именно на начальную корневую зону факела.

Исследование влияния подачи газов рециркуляции в топливо и в воздух на образование 1@0;? проводилось на опытной установке, схема которой представлена на рис. 5-25.

Для сжигания природного газа использовалась прямоточная горелка 1 с центральной подачей топлива в сносящий поток воз-

220

пах, з/мз Рис. 5-25. Схема экспериментальной лабораторной установки.

1 - горелка: 2 - дымосос циркуляционных газов; 3 - камера сгорания; 4 - дутьевой вентилятор; 5- подогреватель воздуха.

.

20 г,°/<,

Рис. 5-26. Подача газов рециркуляции. 1 - в дутьевой воздух, 2 -в газ.

духа, нагнетаемого вентилятором 4. Дымовые газы отбирались за камерой сгорания 3 дымососом 2 и подмешивались к топливу или воздуху.

Выход оксидов азота в зависимости от степени рециркуляции при различных схемах подачи дымовых газов в камеру сгорания (с топливом или с воздухом) показан на рис. 5-26. Результаты эксперимента свидетельствуют о том, что подача рециркуляцион- ных газов с топливом более эффективно снижает выход оксидов азота. При одинаковой степени рециркуляции, например, при г= =10°/о подмешивание дымовых газов к воздуху снижает выход 1ТО2с на 22,7 "/о, а к топливу- на 45,4 "/о.

В практике применения метода рециркуляции дымовых газов на промышленных и энергетических котлах использовались различные схемы подачи этих газов в топку. Эффективность их воздействия на снижение выхода оксидов азота в зависимости от способа подачи газов рециркуляции приведена в табл. 5-11. Здесь же для сравнения помещен результат экспериментальной проверки способа подачи газов рециркуляции в топливо.

Как следует из данных таблицы, подача газов рециркуляции в топку вместе с топливом в 4,5/2,5=1,8 раз эффективнее по снижению оксидов азота, чем подача их в канал дутьевого воздуха.

Из рассмотрения приведенных результатов можно сделать следующие выводы.

1. Для повышения эффективности методов подавления образования оксидов азота в топках котлов (рециркуляции дымовых

221

ТАБЛИЦА 5-11 Эффективность различных схем подачи газов рециркуляции в топку

Схема подачи газов рециркуляции

в топку

В топливо

В первичный воздух В общий канал дутьевого воздуха По кольцевому каналу вокруг горелки

Через шлицы напротив нижнего яруса горелок

Через шлицы под горелками Через шлицы в поду топки

Коэффициент снижения выхода оксидов азота

0,45

0,30 0,25 0,15

0,10

0,08-0,10 0,002

Экспериментальные данные авторов То же

[16. 43] То же

газов в топку двухстадийного сжигания топлива, подача пара и др.) следует организовать их воздействие в первую очередь на наиболее высокотемпературные зоны, способствуя таким образом выравниванию температурного поля топки в ее горизонтальном сечении.

2. При заданной степени рециркуляции дымовых газов повышение их подачи в центральные горелки (Сц) и соответствующее снижение подачи в крайние до отношения Окр/Оц@-0,2 уменьшает выход оксидов азота на 25-30 о/о по сравнению с равномерной подачей газов рециркуляции во все горелки.

3. Организация двухстадийного сжигания топлива на центральных горелках эффективнее по снижению выхода оксидов азота, чем на крайних.

4. Применение такого нового способа снижения образования оксидов азота, как неравномерное воздействие, позволяет увеличить эффективность снижения оксидов азота без ухудшения качества сжигания топлива и параметров вырабатываемого пара.

5. При равной степени рециркуляции дымовых газов подача их в топку с газовым топливом снижает выход оксидов азота на 4,5 "/о на 1 "/о степени рециркуляции, что в 1,8-2,0 раза эффективнее, чем при подаче газов рециркуляции в канал дутьевого воздуха.

ГОРЕЛОЧНЫЕ УСГРОйСТВА С ПОНИЖЕННЫМ ВЫХОДОМ ОКСИДОВ АЗОТА

Институтом газа АН УССР (ИГ АН УССР), САФ ВНИИ- Промгаз, ВТИ им. Ф. Э. Дзержинского, ЦКТИ им. И. И. Ползу- нова. Харьковским филиалом ЦКБ Главзнергоремонта и другими

222

организациями разработаны горелочные устройства с пониженным выходом оксидов азота. При их создании использованы известные принципы - в основном двухстадийное горение и рециркуляция продуктов сгорания.

ГОРЕЛКИ Д БУХСТАД НИКОГО СЖИГАНИЛ КГ АН УССР ДЛЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ КОТЛОВ

@@вшах/@пр щах @ @1П Рср

Сжигание больших количеств топлива в горелке с малой длиной факела и широкими пределами стабилизации пламени, а также необходимость использования одного и того же гор елочного устройства для сжигания двух, а иногда и трех видов топлива делают весьма привлекательным применение вихревых горелок в энергетических и промышленных котлах. Вместе с тем применение закрутки воздушного потока обычно повышает концентрацию оксидов азота в продуктах сгорания в связи с более высокой интенсивностью выгорания (д@я/@ф) и более высокими температурами в корне факела. При наличии закрутки воздуха положение максимума температур в вихревом потоке смещается в сторону устья горелки по сравнению с прямоточным. Из уравнений (3-127) и (3-128) получаем

@@@<1. (5-10)

Ка

Расположение максимума температур в вихревом факеле в выходном сечении амбразуры горелки или на незначительном расстоянии от нее положительно влияет на полноту выгорания топлива, однако в целом ряде случаев снижает эксплуатационную надежность горелок и элементов конструкции котла из-за появления локальных перегревов, усложняет регулирование температуры перегретого пара в промышленных котлах. Измерение поля температур отсосными платина-платинородиевыми термопарами в 13 сечениях водоохлаждаемой камеры при сжигании газа в вихревой горелке с периферийной подачей газа при степени крутки 1,86 и при подаче воздуха прямым потоком на нескольких режимах показало, что изморенные максимальные температуры в прямом потоке ниже, чем в вихревом, а положение Ттм сдвинуто от устья горелки в направлении топки. Однако осуществить полный переход от вихревого факела к прямоточному в котельных установках часто не представляется возможным в связи с ограниченностью размеров топочных камер и свободной площади стен и необходимостью обеспечить достаточно высокий уровень температур при сжигании в одном и том же горелочном устройстве не только газа, но также мазута и твердого топлива.

Для регулирования параметров факела и снижения концентрации оксидов азота, образующихся в факеле, автором и Г. Ф. Найденовым проведено исследование взаимодействия пря-

223

Рис. 5-27. Горелочное устройство конструкции Института газа АН УССР с закрученным и осевым подводами воздуха.

@-воздушный короб; 2 - цилиндрический канал: 3 - тангенциальный подвод воздуха; 4- шибер; 5 - осевой подвод воздуха; 6 - место установки мазутной форсунки; 7 - газовая камера.

маго и закрученного потоков воздуха и разработаны вихревые горелочные устройства с комбинированным подводом воздуха, в которых снижение выброса оксидов азота, регулирование температуры, размеров и параметров вихревого факела осуществляются изменением доли воздуха, подаваемого прямым (незакру- ченным) потоком по оси вихревой горелки (рис. 5-27).

В том случае, когда доля воздуха, подаваемого по оси трубы незакрученным потоком б, смешивается с остальной частью воздуха (1-6) до начала горения, имеет место снижение интегральной интенсивности крутки воздушного потока, которая с учетом данных работы [152] может быть записана в виде

п == Дт (<Аг-а)/(аЪ) x X ((1-6)/[(1-6)+6(да@]1,

(5-11)

где а и Ь - соответственно ширина и длина тангенциального патрубка для подвода воздуха; @г - диаметр горелки; @тр - диаметр патрубка, служащего для осевой подачи воздуха.

Анализ выражения (5-11) показывает, что увеличение расхода воздуха, подаваемого по осевой трубе, приводит к снижению интегральной интенсивности крутки потока и, следовательно, должно сопровождаться перестройкой поля скоростей и температур, увеличением длины факела и снижением выброса оксидов азота. Увеличение длины трубы приводит к двухстадийному горению топлива, так как воздух, подаваемый по осевой трубе, в последнем случае не участвует в процессе горения в первичной зоне.

Исследование аэродинамики потока в комбинированной двух- зонной горелке первого типа (с укороченной трубой) проведено на

224

горелке с расходом газа 250 м@/ч (см. рис. 5-16), с диаметром цилиндрического канала 6?ц=300 мм, а=0,Зд?ц (интенсивность крутки 1,8) и б@тр==0,Зб?ц и 0.5@ц. При исследовании интенсивность крутки изменялась с помощью языкового шибера. Характеристики воздушного потока определялись по 12 радиусам через интервалы, равные О,@. Распределение средней

Рис. 5-28. Распределение скоростей воздуха в цилиндрическом канале.

/-.7 - значения б при ото-0,511 и м=1,8: /-0.1; @-0,25; @О@. /-и - скорость воздушного потока: 1 - результирующая, а - аксиальная.

0,4

результирующей скорости шр. ф при различном расходе воздуха по осевой трубе, выраженное в процентах от общего расхода воздуха на горелку, при п=1,8 и б?тр= ==0,3@ц приведено на рис. 5-28.

Средняя результирующая (действительная) скорость потока определялась усреднением максимальных скоростей потока, изморенных на данном расстоянии от центра по 12 радиусам

шр. ср = @ пир/г.

(5-12)

Общий расход воздуха во всех опытах выдерживался постоянным и соответствовал а=1,1.

По оси ординат отложена приведенная осевая скорость щос.пр, определенная расчетным путем:

шос. пр == 0,353. 10-» (1 + ат @о) (В/Да) (7/273), (5-13) шр. ср/а@ос. пр == 772. 103 {шр. @/[Д (1 + пМ Т I (5-14)

где @о - теоретически необходимое количество воздуха.

По оси абсцисс отложено расстояние от оси в долях радиуса /? цилиндрического канала.

Подача части воздуха по осевой трубе приводит к значительному изменению эпюры скоростей в цилиндрическом канале горелки. При этом существенно изменяются дальнобойность газовых струй в газовой камере и концентрация кислорода в корне факела.

Штриховыми линиями показано изменение аксиальной составляющей скорости для тех же режимов. По оси ординат отложена безразмерная скорость ша, характеризующая отношение аксиальной составляющей скорости

Ша. ср == Шу. ср 51П рср (5-15) к осевой приведенной скорости

[е@а=Ша.Ср/ШОС.Пр· (5-16)

Определение аксиальной составляющей скорости на различном расстоянии от оси цилиндрического канала дает возможность рассчитать распределение расхода воздуха и определить количество газа, которое следует подавать в ту или иную зону поперечного сечения воздушного потока. Сумма расходов в отдельных кольцевых сечениях должна соответствовать общему расходу

20 == (@ шее' @гДг == шос. пря@. (5-17)

Взаимодействие прямого и закрученного потоков заключается в том, что прямой поток приобретает осесимметричное вращательное движение, а закрученный поток несколько «раскручивается», т. е. угол закрученного воздушного потока по спирали р возрастает.

Аэродинамические исследования при изотермических условиях, являясь одним из наиболее распространенных методов изучения качественных закономерностей организации топочных процессов, не могут дать количественных зависимостей, непосредственно связанных с параметрами факела, тем более определяющих выход оксидов азота. Поэтому при изучении влияния осевого потока на параметры вихревого факела при изменении конструктивных и режимных факторов были проведены исследования го- релочных устройств (см. рис. 5-27) с двухступенчатым комбинированным подводом воздуха на огневых стендах в открытой атмосфере и в камере сгорания больших размеров в лаборатории Института газа АН УССР (рис. 5-29).

В первом случае проводились визуальные наблюдения и фотографирование факела, во втором - изучение полей температур, концентраций, тепловых потоков от факела, а также исследования условий образования оксидов азота при комбинированной подаче воздуха и при подаче воздуха только через тангенциальный патрубок.

Экспериментальная установка (см. рис. 5-29) представляла собой прямоугольную горизонтальную топочную камеру из шамотного кирпича с внутренними размерами 1.5Х1.5Х4.5 м, стенки которой полностью экранированы водоохлаждаемыми трубами. В передней стенке камеры (1.5Х1.5 м) установлена вихревая горелка с периферийной подачей газа и комбинированным подво-

226

Гис. 5-29. Стенд для огневых исследований.

дом воздуха (расчетный расход газа 100 м@/ч). Продукты сгорания отводились через прямоугольный канал в задней экранированной стенке. Для измерений в камере имелось 33 лючка, расположенных по три в вертикальном ряду в десяти сечениях камеры с расстоянием друг от друга 400 мм, начиная от плоскости среза амбразуры.

На фотографиях (рис. 5-30) показано изменение размеров факела вихревой горелки с комбинированным подводом воздуха при изменении доли вторичного воздуха б от О до 0,5. С увеличением расхода по осевой трубе до б==0,3 жесткость факела уменьшается, а длина и, что наиболее трудно объяснимо, прозрачность увеличиваются. При б=0,4 факел становится менее прозрачным, а при бяО.5 резко увеличивает свою дальнобойность и желтеет, приближаясь по окраске к диффузионному прямоточному факелу.

Изменение относительной длины факела (@ф=@ф/@ф,,) приведено на рис. 5-31, здесь @фд - длина факела при б==0 и д=1,8. Изменение интенсивности крутки в интервале значений д=1,8- -4,3 достигалось путем изменения положения языкового шибера, а в интервале д@1.8-0.3-за счет увеличения доли воздуха, подаваемого по осевой трубе (б=0-0,5). Экспериментальные отрезки кривой в области п=1,8 удовлетворительно стыкуются, что свидетельствует о правильности выражения (5-11) для интенсивности крутки комбинированных потоков. Экспериментальная кри-

 227

@Они

Рис. 5-30. Факел горелок с комбинированной податей воздуха (тангенциальной и осевой) при значениях б: О (а), 0,2 (б), 0,4 (в) и 0,5 (г).

200 400 600 0 Расстояние от оси намерь/ сеоранця

01 Ч

Рис. 5-32. Распределение температур в поперечных сечениях камеры при тангенциальном (1) и комбинированном (2) (б=0,5) подводах воздуха на расстоянии от горелки @: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).

дал. 02, СО, %

Рис. 5-31. Изменение длины факела при разных интенсивности крутки и подаче части воздуха по оси.

вал @ф/@фо==/(л) удовлетворительно аппроксимируется эмпирической зависимостью

@ф/@ф„»1,2к-°·@. (5-18)

Интересно отметить, что несмотря на различный характер кривых @ф/@фа=@(п), абсолютные значения длины факела, определенные в открытой атмосфере, достаточно близко (Л@(1)=±0,07)

"128

@ @

200 400 еОО О 200 400 600 0 200 ЩО ВООмм

Расстояние от оси камеры сгорания

Рис.5-33. Концентрации СОа (1), Оа (2) и СО(,3) при комбинированном подводе воздуха на расстоянии от горелки @: 2,5 (а), 5,5 (б) и 8 (в).

совпадали с определенной визуально и по степени выгорания длиной факела в экранированной топочной камере с горизонтальным развитием факела. На графиках (рис. 5-32, 5-33) приведено распределение температур факела и концентраций выбросов в сечениях [,=2,5·, 5,5; 8 при сжигании газа (ат и р - постоянные Белизна

чины) в вихревом (п=1,8) и комбинированном (б=0,5) газого- релочных устройствах. В первом случае выгорание топлива практически заканчивается ()(=0,997-1) в сечении камеры, соответствующем @@о = 6, а при ступенчатом подводе воздуха это расстояние существенно увеличивается:

@@о. в < @@о. к' (5-19)

При комбинированном (ступенчатом) подводе воздуха положение Тф щах смещается к оси камеры горения лишь на значительном расстоянии от горелки (@«8). Максимальные изморенные температуры на отдельных участках зоны горения внутри амбразуры и вблизи нее при комбинированном подводе воздуха были существенно ниже, чем в вихревом факеле (1670 и1420 "С).

На рис. 5-34 приведено распределение тепловых потоков по длине камеры при двух способах сжигания, изморенное узкоуголь- ным радиометром. Подача части воздуха (б=0,5) прямым потоком по осевой трубе приводит к снижению Тф щах и уменьшению концентраций оксидов азота, образующихся в зоне горения. При подаче части воздуха по оси вихревого потока характер изменения концентраций меняется. Однако все локальные значения концентраций оксидов азота меньше минимальных значений в вихревом потоке и усредненные по сечению значения концентраций в комбинированном потоке всегда ниже, чем в вихревом (рис. 5-35, 5-36). В сечении, где горение еще не завершено, Ссо=1-1,4%, Си, = 0,4 - 1,2 %, я == 0,93 - 0,95, а концентрация оксидов азота достигает максимальных значений. В дальнейшем концентрация оксидов азота уже не изменяется по длине топочной камеры (см. рис. 3-31). При б=0,5 оптимальные соотношения концентраций при комбинированном и вихревом подводах воздуха составляют

(5-20)

у@, ккал/@- ч)

[Смо@ср = [(Смо@комб/@Смо@в@р = 0,64; [@СМО@1пах= [(СМО@омб/@мО@в@ах « 0,63.

(5-21)

Экспериментальные исследования двухзонных газогорелочных устройств, проведенные на той же крупной лабораторной установке (см. рис. 5-29) при изменении режимных и конструктивных факторов в интервале Дг=50-200 м@/ч и а=1,03-1,20, показали, что подача части воздуха (б==0,3-0,5) прямым потоком по оси вихревой горелки позволяет снизить концентрацию оксидов азота в факеле и конечных продуктах сгорания на 37-40%.

Г. Ф. Найденовым и автором в 1960-1970 гг. в Институте газа АН УССР был разработан ряд комбинированных горелочных устройств, рассчитанных на сжигание газового топлива, а впоследствии реконструированных при участии Белгородского котла- строительного завода, Промэнергогаза (Ленинград) и других организаций в газомазутные и пылегазовые.

330

7.2.4 Впрыск воды и введение пара в реакционную зону факела

Влияние добавки воды в зону горения изучалось в связи с проблемой сжигания водотопливных суспензий - обводненного мазута и водоугольных суспензий (ВУС), а также в связи с проблемой снижения выброса оксидов азота [225]. На состоявшемся в октябре 1982 г. в Токио совещании в ряде докладов приведены данные о влиянии замены топлив суспензиями на образование @Од. При использовании жидкого топлива в виде водотопливных эмульсий содержание Мод в дымовых газах обычно снижается на 20-30%, значительно также снижается содержание сажи. Однако при добавке к мазуту 10% воды КПД котла снижается на 0,7 0/0.

Выводы о влиянии ввода воды или водяного пара, полученные в нескольких проведенных исследованиях, можно разделить на две группы. Часть исследователей [201, 203] утверждает, что даже значительное количество водяных паров не оказывает существенного влияния на выход оксидов азота, другие [225, 224], наоборот, указывают на эффективность этого метода. Так, согласно некоторым данным [201], при впрыске воды в топочные устройства котлов при сжигании угля, мазута и газа снижение выхода оксидов азота не превышает 10 "/о. При впрыске воды в количестве 110% от расхода топлива (или около 14% от расхода воздуха) в периферийную часть факела в топку, оснащенную мазутной форсункой производительностью. 29 Гкал/ч, содержание оксидов азота в продуктах сгорания снизилось всего на 220/0.

Очевидно, что когда водяной пар или вода вводятся за зоной образования оксидов азота, они вообще не должны оказывать влияния на образование МО. Если же они вводятся в топливовоз- душную смесь, они должны влиять на процесс горения и образование 1@0 не в меньшей степени, чем аналогичное по объему и теплосодержанию количество рециркулирующих газов.

Известно, что водяные пары влияют на скорость распространения пламени в углеводородных пламенах, следовательно, они могут оказывать влияние на кинетику образования оксида азота и даже при подаче в ядро зоны горения в малом количестве заметно влиять на выход оксидов.

Исследования Л. Сингха [228], выполненные на опытной камере сгорания газовой турбины, показали, что впрыск воды в ядро зоны горения жидкого топлива позволяет снизить образование оксида азота и сажи, а добавление пара к дутьевому воздуху снижает образование оксида азота, но увеличивает выброс оксида углерода и углеводородов. При впрыске воды в количестве 50% от массы жидкого топлива (@6,5% от расхода воздуха) удается снизить выход оксидов азота в 2 раза, при впрыске 160% воды-примерно в 6 раз. Некоторые итоги этих исследований показаны на рис. 5-19 и 5-20. Близкие результаты получены на котлах в работах, выполненных Л. М. Цирульниковым и сотрудниками в САФ ВНИИПромгазе [17], а также в опытах Н. Ди- белиуса и сотрудников [224], проведенных на камерах сгорания ГТУ. Здесь отмечалось снижение образования оксидов азота в 2 раза на каждые 2 о/о вводимого пара в пределах от 2 до 8 "/о от массы подаваемого воздуха (рис. 5-21). Эти данные, по нашему мнению, требуют проверки. Несколько более низкие цифры получены при исследовании котельного агрегата.

Впрыск в топку 80 кг воды на 1 Гкал (9 @/о от массы воздуха) сжигаемого природного газа снижает выброс оксидов азота с 0,66 до 0,22 г/м@, т. е. в 3 раза [222]. Таким образом, введение водяного пара и воды с точки зрения снижения выхода оксида азота является перспективным. Однако следует иметь в виду, что ввод воды или пара в количестве более 5-6 "/о от массы подаваемого в горелки воздуха может оказать отрицательное влияние на полноту сгорания топлива и показатели работы котла. Например, при вводе 12 "/о пара (по отношению к воздуху) в камеру сгорания ГТУ выход оксида углерода возрастал с 0,015 до 0,030%, а углеводородов - с 0,001 до 0,0022% [208]. Следует отметить, что подача 9-10 "/о пара в котел приводит к снижению его КПД на 4-50/0 [224].

Ввод водяного пара интенсифицирует реакции горения и, прежде всего, дожигание СО за счет добавочного количества гид- роксильного радикала (ОН):

Н20@ОН+Н; (1) СО+ОН@СО2+Н. (11) 212

НО, а,,@.,

Смо@г/М' 0,16

0 0,2 0,6 1,0 1,4 Водотопли-вное отношение

Рис. 5-19. Влияние впрыска воды на снижение Мод.

0,081-

427 538 650 760 870 9в01090Т,°С

Рис. 5-20. Влияние подачи пара в дутьевой воздух на выход Кои при сжигании жидкого топлива.

Г - температура газов на выходе из камеры сгорания;. 1-4 - режимы сжигания: 1 - без подачи пара; 2-4-с подачей пара, "/о: 2- 2,5, 3 - 6, 4 - 12.

Сно@,М&/М@ 70

гОМ,МВт

Рис. 5-21. Влияние подачи пара на содержание МОи в продуктах сгорания ГТУ в зависимости от нагрузки Н.

@-З - режимы сжигания: 1- без подачи пара; 2-З-с подачей пара, "/о: @-2, 3-3.

Рис. 5-22. Влияние ввода воды на изменения температуры по длина факела.

1 - исходная кривая; 2 - при вводе воды в факел.

По-видимому, некоторое снижение образования 1ТО при подаче пара и воды в зону горения можно объяснить:

а) снижением максимальной температуры в зоне горения;

б) уменьшением времени пребывания в зоне горения за счет интенсификации горения СО по реакции (11);

в) расходованием гидроксильного радикала в реакции (1). Подача пара или воды в зону горения с целью снижения образования оксидов азота вызывает значительный интерес исследователей главным образом в связи со следующими обстоятель@т

0,02. й,0@ 0,06 0,08 О@ЮСд/Цт

Рис. 5-23. Влияние ввода влаги на концентрацию оксидов азота в топочных камерах различных котлов.

ев/О',.-водотоплнаное отношение; (/Св@о -относительное изменение концентрации по сравнению с исходной.

1) сравнительно малым расходом среды и отсутствием необходимости строительства трубопроводов большого диаметра, что необходимо, например, при подаче газов рециркуляции;

2) положительным воздействием не только на снижение окси- дов азота, но и на догорание в факеле оксида углерода и 3,4-бенз-

ТАБЛИЦА 5-7 Характеристика котлов, в которых проверен ввод пара или воды Г225]

пирена; 3) возможностью использования при сжигании твердых топлив.

Среди отечественных работ по снижению образования @Оде при воздействии пара и воды на горение мазута отметим работы Л. М. Цирульникова и сотрудников [17, 100, 2251, а также работы В. С. Авдуевского, Э. Л. Белкова [2261, А. Ф. Гаврилова [227, 228].

Исследования [17, 225, 226] показали, что при вводе воды и пара в факел происходит перестройка поля температур, качественная схема которой видна на рис. 5-22 [2261. При подаче влаги процессы горения в корне факела интенсифицируются, положение Углах перемещается ближе к корню факела, однако уровень максимальной температуры снижается, этим и объясняется, по-видимому, возможность снижения выхода МО. Количественные результаты для разных котлов расходятся весьма значительно (рис.5.23). Данные, приведенные на рис. 5-23, получены Л.М.Ци- рульниковым с сотрудниками в различных котлах (табл. 5-7). Результаты можно представить в виде зависимости:

1ГО; = 1ТО@ (1 -@),

(5-8)

где @в == Св/Овозд - весовое отношение подаваемой воды к воздуху; @в-коэффициент эффективности метода.

Для средних условий (кривая 9, рис. 5-23) @(вя20, что даже превышает результаты, полученные при подаче газов рециркуляции.

215

ТАБЛИЦА 5-8

Влияние ввода пара на выход токсичных веществ в продуктах сгорания котла ТКЗ-120/150 при сжигании смеси из пыли угля АШ с природным газом

В табл. 5-8 приведены характеристики котлов, на которых проверено воздействие пара и воды на выход МОзс в промышленных условиях [2251.

В исследованиях Э. П. Белкова и сотрудников, проведенных на котле ТГМП-314 энергоблока 300 МВт на Каширской ГРЭС, при подаче через мазутную форсунку «Титан» воды в количестве до 10 о/о от расхода мазута достигалось снижение образования 1ТО.@ в 2 раза [2261.

В исследованиях, проведенных автором и С. С. Нижником на котле ТКЗ-120/150 Днепродзержинской ТЭЦ, подача пара в топку котла использована для снижения образования оксидов азота при сжигании в котле угля АШ и природного газа. Пар вводился через растопочные форсунки, расположенные ниже основных горелок таким образом, что струя пара попадала в корень факела на расстоянии 0,4-0,7 м от амбразуры. Некоторые характеристики режима приведены в табл. 5-8.

К настоящему времени практически все работы направлены на использование пара и воды для снижения выхода оксидов азота в газомазутных котлах [2291.

Из материалов таблицы видно, что подача пара является перспективным методом снижения образования и выброса оксидов азота при сжигании каменного угля. Вопрос о целесообразности подачи пара и воды для снижения выхода МОэс в котлах должен решаться в каждом конкретном случае с учетом влияния на КПД котла.

7.2.4 Впрыск воды и введение пара в реакционную зону горения

Влияние добавки воды в зону горения изучалось в связи с проблемой сжигания водотопливных суспензий - обводненного мазута и водоугольных суспензий (ВУС), а также в связи с проблемой снижения выброса оксидов азота [225]. На состоявшемся в октябре 1982 г. в Токио совещании в ряде докладов приведены данные о влиянии замены топлив суспензиями на образование @Од. При использовании жидкого топлива в виде водотопливных эмульсий содержание Мод в дымовых газах обычно снижается на 20-30%, значительно также снижается содержание сажи. Однако при добавке к мазуту 10% воды КПД котла снижается на 0,7 0/0.

Выводы о влиянии ввода воды или водяного пара, полученные в нескольких проведенных исследованиях, можно разделить на две группы. Часть исследователей [201, 203] утверждает, что даже значительное количество водяных паров не оказывает существенного влияния на выход оксидов азота, другие [225, 224], наоборот, указывают на эффективность этого метода. Так, согласно некоторым данным [201], при впрыске воды в топочные устройства котлов при сжигании угля, мазута и газа снижение выхода оксидов азота не превышает 10 "/о. При впрыске воды в количестве 110% от расхода топлива (или около 14% от расхода воздуха) в периферийную часть факела в топку, оснащенную мазутной форсункой производительностью. 29 Гкал/ч, содержание оксидов азота в продуктах сгорания снизилось всего на 220/0.

Очевидно, что когда водяной пар или вода вводятся за зоной образования оксидов азота, они вообще не должны оказывать влияния на образование МО. Если же они вводятся в топливовоз- душную смесь, они должны влиять на процесс горения и образование 1@0 не в меньшей степени, чем аналогичное по объему и теплосодержанию количество рециркулирующих газов.

Известно, что водяные пары влияют на скорость распространения пламени в углеводородных пламенах, следовательно, они могут оказывать влияние на кинетику образования оксида азота и даже при подаче в ядро зоны горения в малом количестве заметно влиять на выход оксидов.

Исследования Л. Сингха [228], выполненные на опытной камере сгорания газовой турбины, показали, что впрыск воды в ядро зоны горения жидкого топлива позволяет снизить образование оксида азота и сажи, а добавление пара к дутьевому воздуху снижает образование оксида азота, но увеличивает выброс оксида углерода и углеводородов. При впрыске воды в количестве 50% от массы жидкого топлива (@6,5% от расхода воздуха) удается снизить выход оксидов азота в 2 раза, при впрыске 160% воды-примерно в 6 раз. Некоторые итоги этих исследований показаны на рис. 5-19 и 5-20. Близкие результаты получены на котлах в работах, выполненных Л. М. Цирульниковым и сотрудниками в САФ ВНИИПромгазе [17], а также в опытах Н. Ди- белиуса и сотрудников [224], проведенных на камерах сгорания ГТУ. Здесь отмечалось снижение образования оксидов азота в 2 раза на каждые 2 о/о вводимого пара в пределах от 2 до 8 "/о от массы подаваемого воздуха (рис. 5-21). Эти данные, по нашему мнению, требуют проверки. Несколько более низкие цифры получены при исследовании котельного агрегата.

Впрыск в топку 80 кг воды на 1 Гкал (9 @/о от массы воздуха) сжигаемого природного газа снижает выброс оксидов азота с 0,66 до 0,22 г/м@, т. е. в 3 раза [222]. Таким образом, введение водяного пара и воды с точки зрения снижения выхода оксида азота является перспективным. Однако следует иметь в виду, что ввод воды или пара в количестве более 5-6 "/о от массы подаваемого в горелки воздуха может оказать отрицательное влияние на полноту сгорания топлива и показатели работы котла. Например, при вводе 12 "/о пара (по отношению к воздуху) в камеру сгорания ГТУ выход оксида углерода возрастал с 0,015 до 0,030%, а углеводородов - с 0,001 до 0,0022% [208]. Следует отметить, что подача 9-10 "/о пара в котел приводит к снижению его КПД на 4-50/0 [224].

Ввод водяного пара интенсифицирует реакции горения и, прежде всего, дожигание СО за счет добавочного количества гид- роксильного радикала (ОН):

Н20@ОН+Н; (1) СО+ОН@СО2+Н. (11) 212

НО, а,,@.,

Смо@г/М' 0,16

0 0,2 0,6 1,0 1,4 Водотопли-вное отношение

Рис. 5-19. Влияние впрыска воды на снижение Мод.

0,081-

427 538 650 760 870 9в01090Т,°С

Рис. 5-20. Влияние подачи пара в дутьевой воздух на выход Кои при сжигании жидкого топлива.

Г - температура газов на выходе из камеры сгорания;. 1-4 - режимы сжигания: 1 - без подачи пара; 2-4-с подачей пара, "/о: 2- 2,5, 3 - 6, 4 - 12.

Сно@,М&/М@ 70

гОМ,МВт

Рис. 5-21. Влияние подачи пара на содержание МОи в продуктах сгорания ГТУ в зависимости от нагрузки Н.

@-З - режимы сжигания: 1- без подачи пара; 2-З-с подачей пара, "/о: @-2, 3-3.

Рис. 5-22. Влияние ввода воды на изменения температуры по длина факела.

1 - исходная кривая; 2 - при вводе воды в факел.

По-видимому, некоторое снижение образования 1ТО при подаче пара и воды в зону горения можно объяснить:

а) снижением максимальной температуры в зоне горения;

б) уменьшением времени пребывания в зоне горения за счет интенсификации горения СО по реакции (11);

в) расходованием гидроксильного радикала в реакции (1). Подача пара или воды в зону горения с целью снижения образования оксидов азота вызывает значительный интерес исследователей главным образом в связи со следующими обстоятель@т

0,02. й,0@ 0,06 0,08 О@ЮСд/Цт

Рис. 5-23. Влияние ввода влаги на концентрацию оксидов азота в топочных камерах различных котлов.

ев/О',.-водотоплнаное отношение; (/Св@о -относительное изменение концентрации по сравнению с исходной.

1) сравнительно малым расходом среды и отсутствием необходимости строительства трубопроводов большого диаметра, что необходимо, например, при подаче газов рециркуляции;

2) положительным воздействием не только на снижение окси- дов азота, но и на догорание в факеле оксида углерода и 3,4-бенз-

ТАБЛИЦА 5-7 Характеристика котлов, в которых проверен ввод пара или воды Г225]

пирена; 3) возможностью использования при сжигании твердых топлив.

Среди отечественных работ по снижению образования @Оде при воздействии пара и воды на горение мазута отметим работы Л. М. Цирульникова и сотрудников [17, 100, 2251, а также работы В. С. Авдуевского, Э. Л. Белкова [2261, А. Ф. Гаврилова [227, 228].

Исследования [17, 225, 226] показали, что при вводе воды и пара в факел происходит перестройка поля температур, качественная схема которой видна на рис. 5-22 [2261. При подаче влаги процессы горения в корне факела интенсифицируются, положение Углах перемещается ближе к корню факела, однако уровень максимальной температуры снижается, этим и объясняется, по-видимому, возможность снижения выхода МО. Количественные результаты для разных котлов расходятся весьма значительно (рис.5.23). Данные, приведенные на рис. 5-23, получены Л.М.Ци- рульниковым с сотрудниками в различных котлах (табл. 5-7). Результаты можно представить в виде зависимости:

1ГО; = 1ТО@ (1 -@),

(5-8)

где @в == Св/Овозд - весовое отношение подаваемой воды к воздуху; @в-коэффициент эффективности метода.

Для средних условий (кривая 9, рис. 5-23) @(вя20, что даже превышает результаты, полученные при подаче газов рециркуляции.

215

ТАБЛИЦА 5-8

Влияние ввода пара на выход токсичных веществ в продуктах сгорания котла ТКЗ-120/150 при сжигании смеси из пыли угля АШ с природным газом

В табл. 5-8 приведены характеристики котлов, на которых проверено воздействие пара и воды на выход МОзс в промышленных условиях [2251.

В исследованиях Э. П. Белкова и сотрудников, проведенных на котле ТГМП-314 энергоблока 300 МВт на Каширской ГРЭС, при подаче через мазутную форсунку «Титан» воды в количестве до 10 о/о от расхода мазута достигалось снижение образования 1ТО.@ в 2 раза [2261.

В исследованиях, проведенных автором и С. С. Нижником на котле ТКЗ-120/150 Днепродзержинской ТЭЦ, подача пара в топку котла использована для снижения образования оксидов азота при сжигании в котле угля АШ и природного газа. Пар вводился через растопочные форсунки, расположенные ниже основных горелок таким образом, что струя пара попадала в корень факела на расстоянии 0,4-0,7 м от амбразуры. Некоторые характеристики режима приведены в табл. 5-8.

К настоящему времени практически все работы направлены на использование пара и воды для снижения выхода оксидов азота в газомазутных котлах [2291.

Из материалов таблицы видно, что подача пара является перспективным методом снижения образования и выброса оксидов азота при сжигании каменного угля. Вопрос о целесообразности подачи пара и воды для снижения выхода МОэс в котлах должен решаться в каждом конкретном случае с учетом влияния на КПД котла.

7.6.1 Гравитационные пылеуловители

В гравитационных пылеуловителях выделение взвешенных частиц из газообразной среды происходит главным образом под действием силы тяжести.

Размеры полых пылеосадочных камер определяют, исходя из заданного расхода газа и минимального седиментационного диаметра частиц пыли, которые вместе с более крупными частицами должны выпасть из потока. Соотношение длинны и высоты камеры находят из соотношения скорости газа и седиментационного скорости частицы:

   (1)

Ширину камеры b определяют, исходя из принятых в расчете скорости газа , высоты камеры Н и заданного расхода газа L:

Из соотношения (1) видно, что чем меньше скорость газа и высота камеры и больше ее длина, тем меньшую скорость оседания можно получить, т.е. тем более мелкие частицы пыли можно выделить из запыленного потока.

Резкое снижение высоты оседания дают так называемые полочные камеры. Для удобства сбора пыли полки делают наклонными; по оси камеры расположен шнек для выгрузки осевшей пыли. Для более эффективного удаления пыли с наклонных полок применяют вибраторы или другие стряхивающие устройства периодического действия а для горизонтальных можно применять механизм, периодически наклоняющий их к центру бункера.

При конструировании пылеосадочной камеры весьма важно обеспечить равномерный подвод запыленного газа. Для этой цели устанавливают газораспределительные решетки или применяют диффузоры с рассечками, располагая их под углом 10-12° друг к другу.

Недостатками пылеосадочных камер по сравнению с другими пылеулавливающими устройствами являются их большой объем и малая эффективность, а преимуществами - малое гидравлическое сопротивление, простота и надежность конструкции и возможность удалять из газового потока фракции крупных частиц, обладающих повышенной абразивностью. Благодаря этому целесообразно использовать их в качестве первой ступени очистки перед более эффективными пылеуловителями.

7.6.2 Жалюзийные пылеуловители

Принцип действия жалюзийных пылеуловителей основан на резком (150 °) изменении направления узких струек газового потока, проходящих через зазоры между лопастями жалюзи, и отражении ударяющихся о поверхности лопастей частиц пыли в направлении щели (отверстия), через которую удаляется часть газового потока, обогащенного пылью.

Конические инерционные пылеосадители (ИПы) собраны из большого числа конических колец, закрепленных в каркасе с просветами между кольцами 4,2 м. Скорость выхода воздуха в первое, самое большое кольцо принимается 15 - 25 м/с.

Небольшая часть воздуха вместе с концентрированной пылью отводится из отверстия наименьшего кольца в вершине конуса и поступает в циклончик, рассчитанный на 5 - 7 % от общего расхода установки. Схема установки ИПа показана на рис. Потеря давления в циклончике при заданном расходе воздуха не должна быть больше потери давления в сети в месте присоединения рециркуляционного воздухопровода. В случае установки ИПа на всасывающей стороне вентилятора для надежной работы циклончика следует устанавливать вспомогательный вентилятор.

Основным достоинством ИПов являются малое гидравлическое сопротивление и значительно меньшие по сравнению с любыми другими пылеуловителями габариты. Так, конус ИПа №9, рассчитанный на расход воздуха 15 м³/ч, имеет габаритные размеры 106 х 515 х 1615 мм. К недостаткам этого пылеуловителя следует отнести малую надежность в условиях недостаточно квалифицированной эксплуатации. Малейшая негерметичность бункера под циклончиком приводит к резкому, а иногда и к полному нарушению процесса пылеулавливания. Воздуховод соединяющий ИП с циклончиком, нподвержен быстрому износу. Циклончик по тем же соображениям целесообразно делать литым или обкладывать изнутри листовой резиной.

Жалюзийные пылеуловители можно рекомендовать в качестве первой ступени очистки с целью предотвращения абразивного износа следующей ступени.

7.6.3. Одиночные осевые противоточные циклоны

Циклоны начали применять в промышленности с 80-х годов прошлого столетия. В настоящее время благодаря простоте конструкции, малым габаритам и надежности в работе это одно из наиболее широко распространенных устройств пылеочистной техники.

В этих циклонах воздух входит в циклон через тангенциальный патрубок 1, и приобретая вращательное движение, опускается винтообразно вдоль внутренних стенок цилиндра 2 и конуса 3. В центральной зоне вращающийся воздушный поток, освобожденный от пыли, двигается снизу вверх и удаляется через коаксиально расположенную выхлопную трубу 7 и улитку 8 из циклона. Небольшая часть этого потока, в котором сконцентрирована основная масса выделяющейся пыли, поступает через пылеотводящее отверстие 4 в бункер 5, где происходит окончательное осаждение частиц. Эта часть потока, освободившись от сконцентрированных в нем частиц, выходит из бункера через центральную зону того же отверстия 4. Уловленная пыль выгружается из бункера 5 через пылеспускной патрубок 6 и разгрузочное устройство.

Следует особо отметить, что в период работы циклона разгрузочное устройство должно обеспечивать полную герметичность.

Принцип действия циклона основан на выделении частиц пыли из газового потока под воздействием центробежных сил, возникающих вследствие вращения потока в корпусе аппарата.

Наибольшее распространение в технике получили циклоны с изменением основного направления потока газа, называемые противоточными.

Вследствие интенсивного вращения газа в корпусе циклона статическое давление понижается от его периферии к центру. Такая же картина наблюдается и в пылесборном бункере. Отсюда следует, что герметичность бункера должна быть полностью обеспечена не только при установке циклона на всасывающей, но и на нагнетающей стороне вентилятора. Несоблюдение этого условия приводит к резкому снижению пылеотделения в циклоне и даже полному его нарушению.

Своеобразный смерч (см. Рис.), образующийся в циклоне, пятой опирается в дно пылесборного бункера. При этом в центре смерча винтообразное движение газа направлено вверх. Нарушение вращательного движения газа в бункере неизбежно приводит к заметному снижению степени очистки. В частности, именно поэтому степень очистки в группе циклонов с общим бункером несколько ниже, чем в одиночном циклоне.

В отечественной пылеочистной технике применяются различные типы циклонов одного назначения. Причиной такого чрезмерного разнообразия является то обстоятельство, что разработкой этих устройств на протяжении десятилетий занималось множество организаций, не координировавших свою деятельность. Несмотря на большое число статей, посвященных результатам испытания циклонов, не представляется возможным сравнить их эффективность, в первую очередь из-за отсутствия сведений о дисперсном составе пыли и о методе дисперсного анализа. В то же время доказано, что результаты определения дисперсного состава пыли различными методами не совпадают, а способов их пересчета не существует.

7.6.4 Групповые циклоны

С увеличением диаметра циклона при постоянной тангенциальной скорости потока центробежная сила, воздействующая на пылевые частицы, уменьшается, и эффективность пылеулавливания снижается. Кроме того, установка одного высокопроизводительного циклона вызывает затруднения при его размещении вследствие его большой высоты. В связи с этим в технике пылеулавливания широкое применение нашли групповые и батарейные циклоны.

Степень очистки в группе циклонов принимается равной степени очистки в одиночном циклоне, входящем в эту же группу, хотя экспериментально это не доказано. Есть некоторые основания полагать, что она несколько ниже степени очистки, достигаемой в одиночном циклоне.

7.6.5 Батарейные циклоны

Батарейные циклоны, называемые также мультициклонами, состоят из нескольких десятков и даже сотен параллельно включенных циклончиков. В отечественных конструкциях в одном аппарате насчитывается до 792 циклонных элементов при расходе газа до 650 000 м³/ч.

В циклонных элементах применяются закручивающие поток устройства: двухходовой винт с лопастями, установленными под углом 25° к горизонту; розетка из восьми лопастей, устанавливаемых под углом 25 или 30°; розетка с загнутыми вверх лопастями для безударного входа потока газа; патрубок для тангенциального подвода газа.

Ось циклонных элементов может располагаться вертикально и с наклоном. Диаметр циклончиков в отечественных аппаратах принимается в пределах 150 - 200 мм.

Конфигурация камер подвода запыленного и отвода очищенного газа чаще всего бывает клиновидная, как, например, у батарейного циклона БЦ-2.

Запыленный газ через патрубок 1 входит в клиновидную входную камеру 2 и, проходя через пространство между выхлопными трубами 5, поступает в закручивающие устройства, расположенные в кольцевой щели циклонных элементов 6. Выделившаяся пыль поступает в пылесборный бункер 7. Очищенный газ через выхлопные трубы 5 проходит в сборную камеру 4 и выходит из аппарата. В крышке аппарата установлены патрубки с взрывными клапанами 3, причем численное значение их общей площади (в м²) должно составлять не менее 5% численного значения объема аппарата (в м³). Весь аппарат разделен перегородкой 9 на две параллельно работающие секции, чтобы при понижении расхода воздуха одну можно было отключить.

Техническая характеристика этих циклонов приведена в табл. Корпуса циклонных элементов изготавливаются из серого чугуна, выхлопные трубы и корпус аппарата - из углеродистой стали. Допустимая запыленность газа для слабослипающихся пылей 75 г/м³, для среднеслипающихся - 35 г/м³. Допустимая температура газа до 400 °С. Коэффициент гидравлического сопротивления, отнесенный к горизонтальному сечению циклонных элементов, равен 65. Эффективность очистки газа от золы при d₅₀=10 мкм составляет 80 %. Циклоны БЦ-2 могут быть использованы в технологических установках на любой неволокнистой и неслипающейся пыли.

7.6.6 Прямоточные осевые циклоны.

Циклоны, в которых вращающийся поток газа не изменяет направления своего основного движения по оси аппарата, называется прямоточным. Вследствие их малой по сравнению с противоточными циклонами степени очистки и меньшими гидравлическими потерями они находят применение в качестве первой ступени очистки перед более эффективными пылеуловителями - тканевыми или электрофильтрами. На рис показан циклонный элемент в винтовым направляющим аппаратом прямоточного батарейного циклона. Ввиду интенсивного абразивного износа "винта" начинают находить применение элементы с тангенциальным входом из чугуна

7.6.7 Вихревой пылеуловитель.

7.6.8 Ротационные пылеуловители.

К этой подгруппе относятся аппараты, в которых сепарация пыли происходит вследствие вращения ротора. Различают два типа таких пылеуловителей. Принадлежащие к первому типу имеют ротор в виде вентиляторного колеса особой конструкции, который отбрасывает частицы пыли к периферии и одновременно заставляет их двигаться в радиальном направлении к кольцевой щели пылесборной улитки и далее через циклонный элемент или непосредственно в бункер. В качестве пример можно привести кориолисовый пылеотделитель ПВК, изготовлявшийся на Крюковском вентиляторном заводе. Эффективность ПВК на грубой кварцевой пыли равна 77%.

Обратите внимание на лекцию "5 Основные принципы управления природопользованием и экологической безопасностью".

Для сравнения укажем, что простой циклон ЦН-11 обеспечивает степень очистки от такой пыли более 90%. Поэтому рекомендовать эти аппараты для улавливания пыли не представляется возможным.

Аппараты второго типа имеют ротор с отверстиями, через которые запыленный газ просасывается в радиальном направлении к оси ротора. Частицы пыли вследствие действия центробежной и кориолисовой сил не могут пройти через отверстия ротора в центральную зону аппарата, отбрасываются на периферию и оседают в пылесборном бункере. К таким аппаратам относятся центробежные пылеотделители Грищенко, Розенкранца и Пречистенского.

Рисунок  - Запыленный газ через патрубок 11 поступает в спиральный пылеуловитель 5. В результате криволинейного движения пыль концентрируется в периферийной зоне улитки, откуда через поперечную щель и патрубок 8 отводится вместе с 15-19% газа в выносной циклон 9, где окончательно улавливается и скапливается в бункере 10. Из циклона очищенный газ возвращается во входной патрубок 7 крыльчатки 6, установленный для обеспечения необходимого расхода рециркулируемого газа. Перед рабочим колесом 2 дымососа 3 находится радиальное направляющее устройство 4. Крыльчатка 6 и рабочее колесо дымососа установлены на одном валу 1. Регулировка производительности дымососа осуществляется односторонним клапаном 12, смонтированным во входном патрубке 11.

К ротационным аппаратам условно можно отнести вентилятор пылеуловитель с очисткой газов в спиральной камере (рис.) предназначенный для сухой очистки воздуха от пыли с d₅₀>15 мкм. Его также называют дымосос - золоуловитель, так как он находит применение для очистки отходящих газов малых котельных.

При реконструкции стандартного вентилятора или дымососа под вентилятор - пылеуловитель рабочее колесо и улитку сохраняют без изменения. Заменяют только вал рабочего колеса консольного исполнения на двухопорный.