автореферат диссертации по энергетике, 05.14.14, диссертация на тему:Экспериментальное исследование процессов разложения оксидов азота в восстановительной пылегазовой среде применительно к трехступенчатому сжиганию топлив в котлах

Серы Золы серы Азота

Мазут 38,8 2,8 0,1(0,4) 15,9 2,

Угли:

Бурый подмосковный 10,4 2,7 25,2(242) 53,9 2,

Каменный донецкий 24,2 2,8 23,8(97) 21,6 2,

Каменный кузнецкий 22,6 0,4 18,9(82) 3,5 3,

Бурый канско- 15,7 0,2=0,4 4,7(29) 2,6 1, ачинскии

Каменный 12,1 0,8 45(250-420) 9,1-11,5 3,4-3, экибастузский В скобках приведены удельные значения в г/(кВт-ч).

В настоящее время в России уровень допустимых удельных

часть. Общие технические требования» (ГОСТ Р 50831=95). Нормативы удельных выбросов в атмосферу оксидов азота для котельных установок приведены в таблице 2. распространёнными являются устройства по улавливанию летучей золы. Отдельные конструкции обеспечивают улавливание до 99,8 % золы и затраты на их внедрение являются в настоящее время экономически приемлемыми [3, 5, 6].

Наличие диоксида серы в дымовых газах представляет более сложную проблему. Существующие в настоящее время методы очистки требуют сооружения сложных дорогостоящих комплексов. Экспериментальные исследования пока не дали новых технологий очистки, которые бы позволили снизить стоимость очистных сооружений.

В сложившихся условиях оборудование для очистки дымовых газов от оксидов серы не получило широкого распространения на российских ТЭС, а проходит опытно-промышленную стадию [7]. Учитывая то, что серосодержащие топлива сжигаются в огромных количествах и в дальнейшем прогнозируется увеличение сжигания угля, эта проблема требует дополнительного рассмотрения и неотложного решения.

Ниже будут более подробно рассмотрены методы снижения

При сжигании топлива на тепловых электростанциях, промышленных и отопительных котельных образуется главным образом оксид азота (II) - N0, при попадании которого в атмосферу происходит его окисление до более стабильного и токсичного N02

При взаимодействии N02 с атмосферной влагой образуются азотная и азотистая кислоты:

2Ш2+Н2СМ^НШ3+НШ2 (111-1)

Образовавшиеся кислоты выпадают на землю в виде «кислотных дождей», вызывающих коррозию металлов и других конструктивных материалов, вредно влияющих на здоровье людей и вымывающих питательные вещества из почвы.

11 Ш®т&ёы тжтт дьттьт шшзт ©т

1 „ 1о 1 Селективно® мташмтнчшгае ввссташшлшие (СКВ)»

Метод был разработан в Японии и используется примерно в 400 азотоочиетительных установках за рубежом [10].

Процесс основан на селективном протекании реакции оксида азота с аммиаком:

4Ш3+4Ш+02=4М2+ЗН20 (Я1-2) в присутствии катализаторов, размещённых в специальном аппарате -реакторе. Одновременно с реакцией (К 1=2) происходит частичное окисление присутствующего в дымовых газах 802 до ЗОз, который при реагировании с избытком аммиака образует сульфат и гидросульфаты аммония. При недостаточно высокой температуре эти соединения могут конденсироваться на катализаторе, приводя к его дезактивации [8, 9]. Температуру процесса рассчитывают исходя из термодинамики упомянутых реакций с учётом имеющихся концентраций аммиака и ЗОз и термической стабильности катализатора. Обычно она составляет 250430 °С.

Наиболее пригодными для промышленной реализации оказались катализаторы на основе оксидов титана, ванадия, вольфрама и молибдена. За рубежом выпускаются катализаторы двух типов: сотовые в виде параллелепипедов с продольными каналами и пластинчатые в виде гофрированных листов, собранных в блоки. В настоящее время в России разработан керамический ячеистый катализатор с покрытием оксида титана.

Достоинством метода является высокая степень очистки дымовых газов от МОх (более 80% [10, 11]). К недостаткам относятся: высокая

Капитальные затраты при внедрении этого метода составляют 70=120 $/кВт, эксплуатационные - 850-1000 $/т уловленных NQX [12].

Llo2 Селективно© неюталитичеетше ¡восстановление (СВЖВ)о

Метод был разработан в 70-х годах и основывается на некаталитическом восстановлении NQX аммиаком или мочевиной при 750-1100 °С. В США и Западной Европе эксплуатируются около 20 установок, использующих эти технологии [10]. В России метод отрабатывается экспериментально в ВТИ и на опытно-промышленной установке на Тольяттинской ТЭЦ.

ТоТЭЦ — 50 % [10].

К достоинствам метода относятся низкие капитальные затраты (5= 15 $/кВт - [12]), возможность полной автоматизации процесса [16], использование преимущественно стандартного оборудования. Недостатками являются довольно высокие эксплуатационные затраты (300-700 $/т уловленных НОх), необходимость обеспечения аммиаком и создания условий для его хранения, кроме того для распыления аммиака используется пар (для блока 300 МВт — примерно 14 т/ч).

1о1оЗ Другие методы очистки«,

Большинство других методов основаны на окислении образующегося при горении N0 в высшие оксиды азота. Окисление происходит с помощью озона, электронно-лучевого облучения, коронного разряда, на различных катализаторах, в растворах различных окислителей. Образовавшиеся соединения поглощаются водой, водными растворами щелочей или аммиака. Таким образом сразу виден главный недостаток этих методов - громоздкое абсорбционное оборудование, необходимость дальнейшей переработки получившихся растворов, потребность в реагентах. Озонный и электронно-лучевой методы испытывались на электростанциях Японии, ФРГ и США, однако дальнейшего развития не получили. В СССР была построена опытно» промышленная установка озонной очистки дымовых газов на Молдавской ГРЭС. Достоинства этой группы методов могут проявляться при внедрении на ТЭС систем очистки дымовых газов от оксидов серы. При условии такого внедрения, т. е. при наличии специального аппарата, возможность получить в качестве «дополнения» способ снижения концентрации МОх в дымовых газах может быть весьма привлекательной.

Оригинальный метод очистки дымовых газов от N0 был испытан на блоке 700 МВт в ФРГ. Метод основан на поглощении N0 растворами щелочей, содержащими специальный гомогенный катализатор, переводящий оксид азота по реакции с содержащимся в дымовых газах 80г в шдроксиламиносульфанаты и имидосульфанаты (ЭДТА-технология, способ Аргонской лаборатории). Из-за больших затрат на катализатор, который не удавалось эффективно регенерировать, установка была законсервирована и метод не получил

1ЛЛ Перспективные тежи©логии очистки дымовых газов от МОхо

Для повышения эффективности очистки, уменьшения «проскоков» аммиака, улучшения экономических показателей может быть применена комбинация методов СКВ и СНКВ, т. е. впрыск аммиака в высокотемпературную зону с последующим восстановлением оставшегося N0 на катализаторе [11].

Эффективность метода СНКВ также может быть увеличена за счёт специальных добавок к М-агенту (аммиаку или мочевине), обеспечивающих образование дополнительных ОН радикалов [11].

Для восстановления N0 могут использоваться и другие реагенты, помимо аммиака и мочевины, например углеводороды [4].

Таким образом, на сегодняшний день разработаны и используются различные методы очистки дымовых газов от оксидов азота. К общим недостаткам этих методов относятся потребность в дополнительном, зачастую нестандартном, оборудовании и реагентах и усложнение технологической схемы сжигания топлива.

1.2 Тттлттест® мет©@ы тмжтт с@д®ржатя М0Ж @ дьт&шьт аэзах

Для уменьшения вредных выбросов ТЭС, наряду с использованием разнообразных фильтров, а также химических способов очистки дымовых газов, перспективным является разработка и организация специальных способов сжигания топлив, обеспечивающих пониженный выход Ж)х. для снижения образования оксидов азота при сжигании этих видов топлива используются такие способы организации процесса горения, которые позволяют снизить температуру пламени и концентрацию кислорода в зоне горения. При сжигании же углей с содержанием азота N^>0,3% преобладает второй путь образования оксидов азота.

В результате исследования механизма образования топливных оксидов азота было установлено [28], что основная их часть образуется в пылеугольном факеле на стадии выхода и горения летучих на начальном участке факела.

В результате внедрения специальных мероприятий выбросы ЫОх установками, сжигающими природный газ, мазут и угольную пыль [17, 18] в последние годы заметно уменьшились. Пониженная температура пламени является отличительной чертой всех горелок с пониженными выбросами КОх [19]. Вместе со снижением температуры также внедрялось ступенчатое сжигание топлива, эффективность которого объясняется тем, что в зонах горения с избытком топлива снижается образование N0, а также идут химические реакции, ведущие к разложению N0, образовавшегося ранее. В случае использования газовых и жидкостных горелок комбинация этих двух методов позволяет проводить сжигание с очень низкими выбросами МОх.

В дальнейшем основное внимание будет уделено методам снижения выбросов МОх при сжигании угольной пыли в энергетических

О Л Метдады ¡[предварительной обработки тоишиваи

Характерной особенностью этой группы методов является удаление вредных примесей из топлива до его сжигания. Отсюда видны общие достоинства и недостатки таких технологий. К достоинствам относится возможность добиться высокой степени удаления таких примесей, как сера и зола и получить, таким образом, на основе угля топливо, сравнимое по своим экологическим характеристикам с природным газом. К недостаткам относится прежде всего высокие капитальные и эксплуатационные затраты, более высокие не только по сравнению с другими технологическими методами, но и по сравнению с технологиями очистки дымовых газов.

1.2.1.1 Испожьзовяние водоутольиого томаивя (ВУТГ).

В соответствии с такими технологиями из угля и воды изготавливается коллоидная дисперсная топливная система. В процессе приготовления может быть произведена деминерализация угля, что позволяет использовать его вместо мазута и природного газа [20]. По утверждению авторов [20] при использовании такого топлива можно достичь снижения выбросов оксидов азота на 80-90 %. Такие показатели авторы объясняют особенностями режима горения, протекающего в полувосстановительной среде.

Опытно-промышленное применение подобной технологии было проведено на ОПУ «Белово-Новосибирск» (г. Бедово). Сообщалось [21] о переводе мазутного водогрейного котла ДКВР 6,5/13 на сжигание водоугольного топлива. В результате было получено снижение выбросов МОх в 1,3 раза. В настоящее время проектируется установка флотации с близлежащей ОФ «Зиминка».

L2.L2 Технология комбишировяншого цикля с вш[утриЕщкловой газификацией угляс

Основная схема этой технологии состоит в следующем: 1) газификация угля и получение синтез-газа, 2) очистка синтез-газа,

3) использование синтез-газа в качестве топлива для газовой турбины,

4) использование тепла уходящих из газовой турбины газов в котле-утилизаторе, 5) использование пара из котла-утилизатора в паровой турбине. Такая технология применяется в настоящее время на демонстрационных установках (например, Coolwater и Wabash River в США), однако имеются и проекты промышленного внедрения этого метода (например, SVZ Schwarze Pumpe в ФРГ). Снижение выбросов SO2 и твердых частиц происходит за счет очистки синтез-газа от вредных примесей с получением товарного продукта. Выбросы NOx снижаются за счет того, что газификация угля происходит при недостатке кислорода, и топливный азот переходит преимущественно в молекулярный азот и частично в NH3. К достоинствам метода относятся: возможность использования в качестве топлива как угля, так и широкого спектра вторичных материалов [22, 23, 24], повышенный

КПД установок комбинированного цикла по сравнению с традиционными, получение различных побочных продуктов (сера или серная кислота, гипс, смолы). Основным недостатком метода является высокая стоимость, а также усложнение технологии. Для применения такого метода необходимо построить, помимо собственно электростанции комбинированного цикла, еще и целое химическое производство как для производства синтез-газа, так и для утилизации побочных продуктов. Данные факторы являются главным препятствием на пути внедрения этого метода.

1о2о2 Сжмгаине в иотшвщем сл©е,

Сущность метода состоит в сжигании достаточно крупных частиц (с! « 1 мм) твердого топлива, находящихся в слое, обдуваемом снизу потоком воздуха. Уносимые потоком частицы топлива сепарируются в циклоне и возвращаются в слой вместе с новыми порциями топлива. В различных стадиях разработки, внедрения и промышленного применения находятся различные модификации такой технологии, различающиеся по степени выгорания топлива за один цикл прохода через зону горения и по давлению в камере сгорания. Для снижения выбросов к топливу добавляется улавливающий агент (обычно известняк). Снижение выбросов N0* происходит за счет того, что температура в слое поддерживается на уровне 800-1000 °С. Кроме того, процессы деволатилизации и пиролиза происходят в слое, то есть в области с избытком топлива, что значительно снижает степень перехода азота топлива в оксид. Такая технология реализуется в настоящее время на демонстрационных установках [24]. К достоинствам метода относится высокая степень снижения вредных выбросов. К недостаткам следует отнести высокие капитальные затраты - переход на такую возможно образование оксида азота (I) N20, который также является токсичным и требует принятия специальных мер по снижению его выбросов.

003 Влмшнш© режимныж нараметрШо

С появлением ограничений на выбросы оксидов азота начались поиски способов такой организации топочного процесса, которая позволила бы снизить эти выбросы без внесения существенных изменений в конструкцию и технологическую схему котельных установок. Прежде всего, исследовалось влияние режимных параметров на выбросы оксидов азота [25, 26]. Однако было установлено, что почти все изменения режимных параметров, позволяющие снизить образование МОх приводят к ухудшению топочного процесса и наоборот, мероприятия, улучшающие горение органического топлива, приводят к увеличению выбросов МОх (см. табл. 3).

И всё же для некоторых углей и котлов были найдены решения, позволяющие снизить образование М0Х без заметного ухудшения топочного процесса.

На котле БКЗ-420-140/5 Карагандинской ТЭЦ-3 были проведены опыты при одинаковой нагрузке, но с разным числом включённых мельниц [27]. При отключении одной из четырех мельниц 4 горелки с одной стороны работали с повышенным избытком воздуха (1,17-1,20), а

4 горелки с другой стороны - с пониженным (1,00). В результате 2/3 топлива сжигалось с пониженным коэффициентом избытка воздуха, что привело к снижению концентрации КОх на 15 %.

Параметр топочного процесса Влияние на уровень содержания МОх на потери с недожогом топлива

Уменьшение избытка воздуха Снижает Увеличивает

Повышение температуры воздуха Увеличивает Снижает

Уменьшение нагрузки топки Снижает Увеличивает

Одновременное сжигание твёрдого топлива с газом или мазутом Снижает Увеличивает

Уменьшение стехиометрии в зоне первичного сгорания Снижает Увеличивает

Ступенчатый ввод топлива (или перераспределение топлива между горелками) Снижает Увеличивает

Уменьшение тепловосприятия топочных экранов Увеличивает Снижает

Рециркуляция дымовых газов Снижает Увеличивает

Улучшение смесеобразования топлива с воздухом Увеличивает Снижает

Впрыск пара в зону горения Снижает Увеличивает

Ступенчатый ввод воздуха Снижает Увеличивает

Проводились также исследования процессов образования оксидов азота в факеле вихревой горелки [30, 31]. Было найдено, что изменение соотношения первичного и вторичного воздуха, из-за различия в коэффициентах крутки потоков первичного и вторичного воздуха приводило к тому, что изменялся и суммарный коэффициент крутки, что приводит к изменению условий воспламенения топлива и изменению скорости его перемешивания с вторичным воздухом. В той же работе [30] отмечалось, что эти параметры в значительной степени определяют образование оксидов азота в факеле. Было найдено, что имеется оптимальное значение доли первичного воздуха, при котором

1ЛА Горелшш с низшими выбр©етмм оксидов азота (малотожешчишы© горелпсш)»

Широкое распространение получил метод снижения выбросов оксидов азота путём установки на котёл горелок специальной конструкции, которые обеспечивают такой режим горения, при котором образуется меньшее количество оксидов азота, чем при использовании обычных горелок. Наиболее часто встречаются такие конструкции для вихревых горелок. Малотоксичные горелки должны удовлетворять следующим требованиям: иметь максимальную скорость выделения летучих, полный выход летучих топлива; образовывать начальную зону с недостатком кислорода; о оптимизировать время пребывания и уровень температуры в зоне богатой топливной смеси таким образом, чтобы промежуточные азотсодержащие соединения максимально переходили в молекулярный азот; о подводить воздух в достаточном количестве и таким образом, чтобы обеспечить полное сгорание топлива; горелка не должна иметь существенного увеличения потерь тепла из-за неполноты сгорания; пределы стабильности пламени не должны уменьшаться; желательно, чтобы весь факел в целом имел окислительную «оболочку» для предотвращения высокотемпературной коррозии труб топочных экранов.

Обычно такие требования достигаются в вихревой горелке за счёт

В настоящее время в эксплуатации находятся малотоксичные горелки, разработанные различными котлостроительными фирмами, такими как Babcock Hitachi, Stork Ketek ([34]), Babcock Energy ([35]), Mitsui Babcock ([36]) и другие (например [37]). Горелки, использующие указанный принцип, были разработаны ВТИ совместно с Институтом энергетики (Варшава) и внедрены в 1990 г. на котле QXI-230 ТЭС «Сикерки» в Варшаве.

Эффективность снижения выбросов NOx такими горелками обычно лежит в пределах 40 - 70 % и сильно зависит от содержания летучих в угле.

К достоинствам таких горелок можно отнести проработанность конструкции (так, например, фирма Mitsui Babcock сообщала [36], что за период 1989-1998 г было получено более 1500 заказов на оборудование котлов малотоксичными горелками Mitsui Babcock Mark III Low NOx Axial Swirl Burner), простоту переоборудования котла (необходимо только заменить существующие горелки и подключить приборы контроля и управления), значительную степень снижения выбросов NOx, низкие капитальные (5 - 20 $/кВт - [12]) и эксплуатационные затраты (50 - 200 $/т уловленных NOx - [12]) затраты. К недостаткам можно отнести необходимость индивидуальной разработки горелок такого типа для каждого конкретного котла, пылесистемы и используемого угля, а иногда и проведение испытаний на полномасштабном огневом стенде, что значительно увеличивает капитальные затраты. Кроме того, эффективность подавления образования оксидов азота такими горелками сильно зависит от марки применяемого угля, и для углей с низким содержанием летучих многие фирмы - изготовители считают невозможным реализацию этого способа. Следует также отметить, что значительную часть времени в начале процесса горения частицы угольной пыли находятся в зоне с недостатком кислорода, что может привести к изменению шлакующих свойств золы. Отмечалось также [38] увеличение потерь с механическим недожогом, связанных с ростом содержания горючих в уносе, что приводило не только к снижению КПД, но и к изменению электростатических свойств золы и, как следствие, снижению эффективности электрофильтров. Кроме того, увеличение содержания горючих в уносе свыше 5 % делает невозможным использование золы при производстве цемента и в строительстве. Таким образом, зола перестает быть товарным продуктом и требует затрат на ее утилизацию.

В этом же разделе следует упомянуть о горелках для сжигания пылевзвеси с высокой концентрацией (> 30 кг/кг). В таких горелках реализуется тот же принцип, что и в упомянутых ранее - процесс выхода и разложения летучих происходит в зоне с недостатком кислорода. Такая зона создаётся за счет задержки перемешивания потока высококонцентрированной аэросмеси с вторичным воздухом. Такая система получила широкое распространение на котлах как с жидким, так и с твердым шлакоудалением, работающих на бурых и каменных углях. К настоящему времени эта технология внедрена на деотжзж' гоглотг в1" Р&сотж; СЙшх" ест пржмеижюг [59]"' ггоетзыгает; °шт эффективность снижения выбросов Ж)х составляет от 15 до 50%. К достоинствам этого метода относятся невысокие капитальные затраты, повышение надежности работы пылеподагощей системы, увеличение срока службы пылепроводов (за счет уменьшения скорости движения аэросмеси по подающей трубе), уменьшение диаметра труб системы промежуточным бункером пыли, кроме того, конструкция конкретного котла может сделать невозможной установку такой системы) и, как правило, недостаточную степень снижения выбросов NOx.

На основании исследований механизма образования оксидов азота, проведенных в ВТИ, был предложен способ снижения образования оксидов азота при сжигании угольной пыли, основанный на предварительном нагреве угольной пыли до 600 - 750 °С при избытке воздуха а < 0,05 [40, 28]. При таких условиях выход и начало горения летучих происходят при низкой концентрации или отсутствии кислорода, что приводит к тому, что химически связанный азот переходит главным образом в N2, а не в NO. Реализован такой способ был как на экспериментальных установках ВТИ (получено снижение образования NQX в 2=5 раз), так и в горелках с предварительным подогревом угольной пыли, установленных на котле ТПП-210А энергоблока 250 МВт ТЭЦ-22 Мосэнерго в 1984-1990 г и на котле ТП-87 Ижевской ТЭЦ-2 [28, 41]. Горелки для котла ТПП-210А были изготовлены на базе заводских вихревых горелок, что позволило уменьшить объём реконструкции. В канал аэросмеси исходной горелки устанавливалось устройство предварительного подогрева угольной пыли, в котором угольная пыль, подающаяся с высокой концентрацией (>30 кг/кг), смешивалась с продуктами сгорания вспомогательного топлива - природного газа. При работе котла на кузнецком тощем угле (¥^=11,6%, Nr=l,5%, Аг=19,3%, Qri=24,45 МДж/кг) с подогревом пыли

К достоинствам этого метода относится малый объём реконструкции действующего котла, при том, однако, условии, что он уже оборудован системой подачи пыли высокой концентрации; увеличение скорости выгорания пыли и стабильности факела, в том числе при снижении нагрузки; повышение температуры в ядре факела на «¡200 °С. К недостаткам следует отнести: необходимость использования вспомогательного топлива, зависимость эффективности снижения выбросов МОх от содержания летучих в угле, возможность зашлаковывания камеры предварительного подогрева угольной пыли.

0„§ Двужтутеотатое ежмптим© тонлим (ступшчштый ввод

Такая технология была внедрена на большом количестве котлов при сжигании газа, мазута, бурых и каменных углей. Степень снижения выбросов МОх составляла, как правило, 30—40%. При использовании простота конструкции, что приводит к низким капитальным затратам. К эксплуатационным затратам при применении этого метода следует отнести только увеличение потерь с механическим недожогом топлива, которые становятся существенными только при использовании низкореакционных углей. К недостаткам метода относятся: опасность увеличения пшакующих свойств золы при сжигании топлива при недостатке кислорода, опасность сульфидной коррозии экранных труб за счет появления значительных количеств сероводорода, повышение температуры газов на выходе из топки, вызванное торможением процесса горения на начальном участке факела из-за искусственного создания дефицита кислорода.

Разновидностью этого метода является способ «концентрического сжигания», впервые опробованный фирмой Combustion Engineering в начале 80-х годов ([43]). Этот способ применяется в тангенциальных пылеугольных топках и заключается в подаче части вторичного воздуха по касательной к окружности большего диаметра, чем диаметр окружности, которой касаются струи аэросмеси (рис 2). Реализуется такая схема за счет установки специальных горелок и регулировочных устройств. В результате в центре топки располагается зона, обогащенная топливом, а по периферии - зона с избытком кислорода. Такая схема позволяет уменьшить опасность шлакования и коррозии топочных экранов. l„2o<S Трежстуиенчатое сжигание (ребернинг)о

Этот метод заключается в ступенчатой подаче топлива в камеру сгорания (топку), в которой организуются три зоны с различными условиями сжигания (рис. 3). В первую по ходу факела зону (в основные горелки) подается 80 - 90 % топлива с избытком воздуха а большим единицы (обычно 1,02 - 1,1). Таким образом, основная часть топлива сгорает почти при таких же условиях, как и в случае одноступенчатого сжигания. Уровень оксидов азота на выходе из этой зоны практически такой же, как и при одноступенчатом сжигании (может быть несколько ниже из-за более низкого а в этой зоне по сравнению со схемой одноступенчатого сжигания). Дальше по ходу факела организуется зона с недостатком кислорода (восстановительная) за счет ввода оставшегося топлива при избытке воздуха а меньшем единицы (обычно а « 0,1 - 0,2 в потоке вторичного топлива и а ® 0,85 -0,95 в восстановительной зоне). В качестве вторичного топлива может использоваться как основное топливо, так и вспомогательное (например, основное топливо - уголь, вспомогательное - природный газ). В такой восстановительной среде происходит разложение образовавшихся в первой зоне МОх до молекулярного азота. Однако из= за недостатка кислорода в восстановительной зоне не происходит

Исследования проводились на экспериментальной установке тепловой мощностью 23,3 МВт с тангенциальным расположением горелок, установленных в 3 яруса; сжигался высококачественный японский уголь [44]. Базовый уровень выбросов МОх (при одноступенчатом сжигании) составлял 300 - 500 мг/м3 (4 % Ог в дымовых газах). Применение метода двухступенчатого сжигания позволило снизить этот уровень на 40 %, при трехступенчатом сжигании отмечалось снижение выбросов МОх в 3 раза. При использовании трехступенчатого сжигания со ступенчатой подачей воздуха в зону основных горелок было получено снижение выбросов

Аналогичные результаты были получены на промышленной установке тепловой мощностью 15,7 МВт при сжигании каменных углей из Австралии и ЮАР [45] и на экспериментальной установке мощностью 350 кВт в ФРГ при сжигании природного газа [47].

Первый отечественный опыт применения схемы трехступенчатого сжигания был получен в конце 80-х годов на котле ТПП-312 Ладыжинской ГРЭС мощностью 300 МВт с жидким шлакоудалением. Работы выполнялись в рамках сотрудничества ВТИ и Агентства по охране окружающей среды США (EPA US). В качестве основного (первичного) топлива использовался донецкий каменный уголь. Во вспомогательные горелки подавался природный газ (6=16 % тепловой мощности), смешанный с газами рециркуляции (8=10 %). Было достигнуто снижение выбросов NOx с 1170 мг/м3 до 570 мг/м3 (6 % Ö2) [48]. После реконструкции котел надежно и экономично работает в широком диапазоне нагрузок.

Кроме того, специалистами ВТИ была разработана технология упрощенного трехступенчатого сжигания, заключающаяся в подаче в верхний ярус горелок смеси, обогащенной топливом, для создания восстановительной зоны и установке сопел третичного воздуха. Такая технология применялась на ряде крупных энергетических котлов, в частности на Добротворской ГРЭС, ТЭЦ=2б и ТЭЦ=17 Мосэнерго [49]. Такой метод, хотя и дает меньший эффект снижения выбросов Nöx, требует значительно меньшего объема работ по реконструкции котла.

На Добротворской ГРЭС при испытаниях котла ТП-92, выбросов NOx с 200-300 мг/м3 до 80-100 мг/м3 (6 % Ог). При подаче в нижние ярусы горелок львовско-волынского угля, а в верхние -природного газа выбросы NOx снизились на 40 % — с 920 до 550 мг/м3. При работе на угле с подачей 33 % топлива в верхний ярус горелок для образования восстановительной зоны (а = 0,937) было получено снижение выбросов NGX на 30=36 % при увеличении содержания горючих в уносе до 4,1-4,4 % [50, 51].

На Верхне-Тагильекой ГРЭС специалистами АО «Уралтехэнерго» было внедрено упрощенное трехступенчатое сжигание на котле ХЖ-14Р, оборудованном пылесистемой прямого вдувания с двухярусным расположением вихревых горелок [52]. Было изменено распределение топлива между ярусами горелок за счет установки пылеконцентраторов,

Метод трехступенчатого сжигания как способа снижения выбросов NOx применяется также и за рубежом. Можно упомянуть проекты внедрения этого метода на блоке 600 МВт (электрич.) ТЭС Longanieî (Шотландия) [53] и на блоке 320 МВт (электрич.) ТЭС Vado Ligure (Италия) [54]. Эти проекты являлись демонстрационными, частично финансируемыми ЕС. Целью этих проектов являлась оценка максимально возможного при трехступенчатом сжигании угля снижения выбросов NOx.

ТЭС Lomgannet, расположенная недалеко от Эдинбурга (Шотландия) принадлежит компании Scottish Power и состоит из 4 блоков по 600 МВт (электрич.). Задача состояла в достижении максимально возможной степени снижения выбросов как NOx, так и COi. Поэтому рассматривался вариант с частичным использованием природного газа и установкой малотоксичных горелок.

Существующая схема сжигания, включающая в себя 32 ушемазутных малотоксичных горелки, расположенных в 4 яруса на фронтальной стороне котла, была модифицирована следующим образом (рис. 4): установленные на котле 8 мельниц были модифицированы для получения более тонкой пыли, были установлены 2 сепаратора для подачи пыли в верхний ярус горелок. Также были установлены 24 сопла вторичного топлива (природного газа) в 1 ярус на передней (8) и задней (16) стенках котла и 16 секций сопел третичного воздуха (12 на передней стенке и по 2 на боковых), каждая секция состоит из 3 независимых сопел. В результате проведенных работ по численному и физическому моделированию процесса удалось минимизировать расход газов рециркуляции на разбавление природного газа (разбавление газами рециркуляции используется для увеличения импульса струи вторичного топлива для достижения лучших условий перемешивания).

Реконструированный котел был введен в эксплуатацию в середине 1997 г. [55]; данные, имеющиеся в настоящее время позволяют говорить о его надежной работе. При работе котла с полной нагрузкой в расчетном режиме (основная зона горения опущена вниз за счет отключения верхнего яруса горелок) фактические выбросы NQX соответствуют планируемым с большим запасом (снижение на 60 % по сравнению с исходным уровнем при использовании мапотоксичных горелок). Содержание горючих в уносе и избыток воздуха на выходе из топки оказались даже меньше, чем до реконструкции.

Учитывая полученные положительные результаты, Scottish Power планирует провести подобную реконструкцию на остальных трех

Energy (MBEL, Шотландия), Ansaldo Energia (Италия), Electricity Supply Board (ESB, Ирландия), PowerGen (PGEN, Англия), Institute Superior Tecmico (1ST, Лиссабон), Electricidade de Portugal (EDP), Howden (Шотландия), Electricite de France (EDF) и университет Штутгарта (IVD). математического моделирования [56, 57].

При использовании технологии на энергетических котлах важным условием является обеспечение приемлемого содержания горючих в уносе. Для ТЭС Vado Ligure это условие было одних из главных, одной из задач проекта являлось обеспечение гарантированной возможности продажи золы (содержание горючих в уносе <7 %). Содержание горючих в уносе определяется главным образом временами пребывания смеси в различных зонах. Но, так как общее время пребывания ограничено геометрией конкретного котла, то приходится находить компромисс между временем пребывания в восстановительной зоне и временем пребывания в окислительных зонах (как в зоне основного горения, так и в зоне дожигания). Помочь решить эту проблему может изменение тонины помола, как основного, так и вторичного топлива, вплоть до микронных размеров.

Доля вторичного топлива - 20 % о Избыток воздуха в восстановительной зоне - 0,

Время пребывания в основной зоне горения — >1, о Время пребывания в восстановительной зоне — >0,

Тонина помола вторичного топлива — микронизация не эксплуатацию состоялся осенью 1998г. повышение эффективности метода трёхступенчатого сжигания с помощью впрыска в восстановительную зону реагента, содержащего азот (N-агента). Это приводит к образованию азотсодержащих радикалов, которые значительно активнее восстанавливают NQX, чем углеводородные радикалы. Эффект от использования данного метода снижения выбросов NQx, как ожидается, должен составить около 85 %. Усовершенствованная технология трёхступенчатого сжигания с использованием природного газа была применена компанией New York State Electric and Gas Corporation на ТЭС Greenidge Station (Нью-Йорк, США) на водогрейном котле мощностью 105 МВт с тангенциальной топкой. И обычная, и усовершенствованная система трёхступенчатого сжигания с использованием природного газа были установлены весной 1996 г. Испытания котла показали, что начальный уровень выбросов NGX, составляющий 960,5 мг/(кВт°ч) снижается до 774,6 мг/(кВт°ч) за счёт установки сопел третичного воздуха (двухступенчатого сжигания), при применении обычной системы трехступенчатого сжигания выбросы Nöx уменьшаются до 443,1 мг/(кВт°ч) при тепловой доле природного газа 15 % и 464,8 мг/(кВт-ч) при тепловой доле природного газа 10 %. При применении усовершенствованной системы трехступенчатого сжигания достигнуты следующие уровни выбросов Nöx: 294,3 мг/(кВт°ч) при тепловой доле газа 10 % и 232,4 мг/(кВт°ч) при тепловой доле газа 15 %. В настоящее время ведутся работы по достижению проектного уровня выбросов NOx 232,4 мг/(кВт-ч) при тепловой доле газа 10 % [58].

Во всех исследованиях отмечается, что заметная скорость восстановления оксидов азота наблюдается при температурах выше 900 °С и увеличивается с ростом температуры в восстановительной зоне примерно до 1200 °С, при дальнейшем росте температуры эффективность восстановления МОх но данным [59] растет незначительно, а по данным [45] наблюдается все более нарастающее снижение выбросов МОх во всем диапазоне температур от 1100 до 1500 °С.

Проводились также исследования влияния доли вторичного топлива на эффективность снижения выбросов МОх [60, 61]. Было найдено, что с увеличением доли вторичного топлива концентрация МОх на выходе из топки монотонно снижается, причем наибольший эффект наблюдается при увеличении доли вторичного топлива до 20 %.

Также было исследовано влияние времени пребывания смеси в восстановительной зоне на степень снижения выбросов ЫОх [45, 62]. Было сделан вывод, что для эффективного снижения выбросов МОх необходимо, чтобы время пребывания смеси в восстановительной зоне (т) было не менее 400 мс. При дальнейшем увеличении т эффективность перемешивания струи вторичного топлива с основным газовым потоком возможно образование дополнительных оксидов азота, так как стадии' прогрева и выхода летучих будут происходить в этом случае в присутствии кислорода.

К преимуществам метода трехступенчатого сжигания относятся: низкие капитальные затраты (по сравнению с технологиями очистки дымовых газов) - порядка 15=60 $/кВт ([12, 64]), возможность применения данной технологии в комбинации с другими методами снижения выбросов МОх (так, например совместное использование трехступенчатого сжигания и малотоксичных горелок позволяет снизить выбросы НОх более чем на 70 % [66, 64]), возможность использовать как полную, так и упрощенную схему, которая позволяет заметно снизить затраты на внедрение метода. Так как при использовании этого метода горение основной части топлива происходит при избытке воздуха а>1, то шлакующие свойства золы остаются практически неизменными, кроме того, сведено к минимуму искусственное затягивание процесса горения по длине факела, присутствующее при применении малотоксичных горелок и двухступенчатого сжигания. Таким образом, котел после реконструкции продолжает работать практически в расчетном режиме, что снижает опасность таких явлений, как увеличение шлакующих свойств золы, опасность сульфидной коррозии экранных труб за счет появления значительных количеств сероводорода, повышение температуры газов на выходе из топки.

Эксплуатационные затраты зависят от используемой схемы трехступенчатого сжигания. Как отмечалось выше, в качестве вторичного топлива может использоваться как основное топливо, так и вспомогательное - обычно природный газ. При использовании разницу цен на уголь и газ. При использовании угля эксплуатационные затраты будут включать в себя снижение КПД котла, которого, однако может и не наблюдаться, в некоторых случаях наблюдается даже его увеличение - [65, 66], а также затраты на очистку и подачу газов рециркуляции для транспорта вторичного топлива - при использовании. такой схемы. Применение упрощенной схемы трехступенчатого сжигания позволяет снизить также и капитальные затраты.

Трехступенчатое сжигание является достаточно сложной в инженерном плане технологией, требующей одновременного контроля многих параметров, Среди этих параметров можно назвать: относительные расходы топлива и воздуха в различные зоны, определяющие локальные избытки воздуха, ориентацию сопел вторичного топлива в горизонтальной плоскости, влияющую на условия перемешивания и теплообмена потока вторичного топлива с основным потоком в топке, а также уровень, на котором устанавливаются эти сопла, определяющий время пребывания смеси в различных зонах горения.

Для успешного применения технологии трехступенчатого сжигания необходимо правильно выбрать большое количество конструктивных и режимных параметров, обеспечивающих оптимальные условия протекания как процессов горения, так и процессов разложения МОх. Среди таких параметров можно назвать: © соотношение между расходами первичного и вторичного топлива, © время пребывания смеси в восстановительной зоне топки, ® температура и концентрация реагентов в восстановительной зоне топки, условия ввода третичного воздуха и вторичного топлива (скорость и диаметр струи, количество и форма сопел), © время пребывания смеси в зоне дожигания, ® вид вторичного топлива.

Для решения этих вопросов в ВТИ была разработана методика

Рассчитывается состав дымовых газов в восстановительной зоне (в зоне II) в предположении, что кислород, поступивший из зоны I и с транспортирующим вторичное топливо агентом расходуется на начальном участке зоны II в реакциях с летучими веществами и мелкими фракциями угольной пыли (при ее использовании в качестве вторичного топлива) или с природным газом (если он используется в качестве вторичного топлива). По тепловому расчету или измерениям определяется температура в зоне II.

Рассчитывается относительное изменение концентрации МОх в зоне II в зависимости от доли вторичного топлива, израсходованного на образование реагентов-восстановюгелей, константы скорости разложения МОх в восстановительной пылегазовой среде и времени пребывания газов в зоне II.

В зависимости от требуемой степени снижения концентрации МОх в дымовых газах рассчитывается время пребывания газов в зоне II с учетом как продолжительности реакций восстановления МОх, так времени, необходимого для смешения потока вторичного топлива с основным газовым потоком, выходящим из зоны I.

6. Рассчитывается степень выгорания углерода коксовых частиц за счет реакций коксовых остатков угольной пыли с СО2 и Н2О в восстановительной зоне топки.

7. Исходя из рассчитанного расхода и состава дымовых газов на выходе из зоны II и заданного избытка воздуха на выходе из топки а" вычисляется требуемый расход третичного воздуха и рассчитываются количество и размеры сопел третичного воздуха. Определяется состав дымовых газов в начале зоны дожигания (зоны III), после выгорания продуктов химического недожога топлива, поступивших из зоны II.

8. С учетом скоростей реакций взаимодействия коксовых остатков частиц угольной пыли с О2, СО2, и Н2О в зоне III и интенсивности смешивания третичного воздуха с основным газовым потоком, поступающим из зоны II, определяется величина механического недожога на выходе из топки q4 при заданном времени пребывания газов в зоне III. Если размер зоны III заранее не известен, то расчетом устанавливается зависимость между q4 и высотой зоны дожигания.

Расчеты интенсивности смешения струй вторичного топлива и третичного воздуха с основным газовым потоком в топке основаны на опытных данных о распространении газовых струй в сносящем потоке [71]. При известных расходах и параметрах потоков можно рассчитать число сопел, расстояние между ними и эквивалентные диаметры сопел, индекс г относится к рабочей массе топлива, 32,8 МДж/кг - теплота сгорания углерода в коксовых остатках угольной пыли.

С учетом изложенного, величина мехнедожога топлива на выходе из топки рассчитывается по уравнению: содержания углерода за счет реакции (К2-1).

Следует отметить, что расчеты q4, выполненные по такой методике не учитывают возможного неравномерного распределения топлива и воздуха по горелкам, а также пульсаций расходов топлива и воздуха, которые на практике всегда имеют место. Согласно расчетам, потери тепла с механическим недожогом на выходе из топки практически отсутствуют, в то время, как на практике наблюдаются на уровне от 0,5 % для бурых углей до 7-8 % для антрацита (при одноступенчатом сжигании). Поэтому для учета эффекта неравномерности подачи топлива и воздуха в качестве первого приближения можно использовать величину потерь с механическим недожогом, имевшуюся на котле до перехода на трехступенчатое сжигание топлива ^4)/: чНъУш*- Шт1 % (2=7)

Для определения скорости выгорания углерода по реакциям (К2= 3) и (К2-4) можно использовать следующее уравнение:

Следует, однако, отметить, что представленные в [76] и [77] исследования, также как и более поздние работы (например, [78, 79, 80, 81]) были посвящены изучению реагирования углерода с СО2 и Н20 при условиях, отличающихся от тех, которые имеются в топках котлов при трехступенчатом сжигании топлива. А именно: измерялись константы скоростей реакций (К2-3) и (К2=4) при взаимодействии СО2 и Н2О с массивными графитовыми телами ([76, 77, 81]), либо в засыпке угля или графита ([78, 79, 80]). Кроме того, изученный диапазон температур обычно ограничивался 1100 °С, в то время как характерная температура в топках котлов составляет 1200 °С - 1500 °С. Таким образом, представляется необходимым провести экспериментальное определение макрокинетических констант реакций(К2-3) и (К2-4) для пыли углей различных марок при тонине помола и условиях, характерных для топок котлов при трехступенчатом сжигании топлива.

Существует несколько путей образования МОх при сгорании различных топлив. Для построения модели, которая могла бы с достаточной точностью оценивать выбросы КОх необходимо учитывать все основные химические реакции и физические свойства используемого топлива. Данные параметры топлива, особенно угля, могут очень сильно меняться, поэтому химия горения может быть проанализирована только после их определения в каждом конкретном случае. В случае угля нужно разделить рассмотрение газофазных и гетерогенных реакций горения. Кроме того, нужно учитывать аэродинамические условия, имеющиеся в рассматриваемой камере сгорания при заданных конструктивных и режимных параметрах.

Высокотемпературное горение в воздушной среде приводит к образованию "термических МОх", которое может быть смоделировано расширенным механизмом Зельдовича [82, 83]:

N2 + 0 ко + м тзп

N + 02 N0 + 0 (КЗ-2)

4г~~к1г

В случае смеси с избытком топлива, когда ОН »Н > О, нужно добавить дополнительные реакции:

N + ОН N0 + Н 0*3-3) а также другой путь, который недавно предложили ВоггеШ и Оеап [84]:

Н + N2 = Ы2Н (ДЗ-4)

Н + О = N0 + Ш (ДЗ-5)

Лимитирующей стадией процесса, определяющей содержание N0 в дымовых газах, является (КЗ-1). Константы скорости реакций (ДЗ-1) — (Ю-З): к! = 1,2 х 1014 ехр(-38000/Т), к2 = 2,65 х 1012ехр(-3232,3/Т), к3 = 7,33 х Ю13ехр(~565,б/Т) ( см3 М"1 с 1 ), где величина к} уточнена с учётом новых экспериментальных данных [85, 86].

В присутствии достаточного количества кислорода скорость образования атомарного азота равна скорости его поглощения. Таким образом, в квазистационарном по атомарному азоту приближении для нем + 02-> N0 + . (Ю-8) при этом также происходит конкурирующая реакция:

НСМ + N-> М2 + . (КЗ-9)

Количество образующихся быстрых МОх пропорционально числу атомов углерода в молекуле углеводородного топлива. Из - за сложности рассматриваемых процессов для оценки выхода быстрых N0 часто используются обобщённые кинетические параметры, основанные на упрощённой схеме реакций [19]: ЯР\рг [02 ]а [К2 ][й|е1]ь ехр(-Еа /ЮГ) (3=2) где £—множитель, зависящий от типа топлива и избытка воздуха, вычисляемый по формуле: f= 4,75 + С1П - С20 + СзО2 - С4Э3, где п. — число атомов углерода в молекуле топлива, Сь С2, Сз, и С4 равны соответственно 8.19 х 10", 23.2, 32 и 12.2, 0 — стехиометрическое соотношение, Т13 представляет неаррениусовский характер уравнения, р, а и Ь — константы.

Уравнение (3=2) с достаточной точностью отражает поведение лёгких газов, но не было до сих пор проверено для некоторых из присутствующих в угольном пламени типов ароматических углеводородов.

3.3 Обршзттт NОх ®#@р@з

При специальных условиях может осуществляться дополнительный путь образования М0Х [19]. В очень бедных пламенах, особенно под давлением становится существенным путь образования М0Х через закись азота:

О+ М2 * N20 (КЗ=10) конверсии азота в N0 и растёт доля азота, переходящая в N2 [91, 19]. Наиболее важными факторами, влияющими на степень конверсии азота в МОх являются температура пламени и стехиометрическое соотношение, хотя при горении с большими недостатками воздуха, влияние температуры значительно ослаблено.

0,01

0,04

Ndaf, %

Рисунок Z Зависимость концентрации оксида азота & продуктах сгорамш от содержания азота ш горючей массе угля (тздушже думъе, Т=1650-1720 К9 а=@,95-1,1) [40].

Согласно данным экспериментальных исследований, выполненных в ВТИ для широкого диапазона углей, степень конверсии топливного азота в N0 не меняется при изменении содержания азота в топливе (см. рис. 7). Сделанное в работе [40] предположение о независимости степени конверсии имеет достаточное экспериментальное подтверждение и вошло в нормативные документы для тепловых электростанций и котельных [92]. Также в работе [40]

Зо5 Мшшншм разл@жтт ЛЮ ® @о>сстанжыт®льжы пылшгттой <£р@д@ при тртстуттшт<®м сжишямии.

Так как детальный механизм образования и разложения N0 в процессах горения очень сложен для практического применения (так, например, механизм, предложенный в [82], включает в себя 234 реакции с участием 51 вещества), то многими авторами предлагались различные упрощенные схемы процесса (например, 95). Из последних работ заслуживает внимания [96], где приводится сравнение расчетов по упрощенной модели с расчетами по модели [82] и с экспериментом. В работе [96] показано, что для практических целей можно использовать схему для механизма топливных Ж)х, показанную на рис. 9.

Азот топлива 1>НСМ ——————

Ршсумш 90 Умрощеммш схема механизма т&плшшпых NО„ Реакции разложения N0 в этой схеме объединены в один процесс, топки, где перемешивание основного газового потока с потоком вторичного топлива и образование газов-восстановителей в основном завершилось, коэффициент скорости реагирования зависит только от скорости химической реакции разложения N0 в восстановительной среде, образованной данным видом вторичного топлива. Поэтому в этой части факела можно считать, что к"=к'но, где к'ш - константа скорости реакции разложения N0, зависящая только от температуры.

Правомерность применения описанного подхода для описания процесса восстановления N0 подтверждается также результатами экспериментального исследования, приведенными в [77]. В указанной работе исследовался процесс восстановления N0 на засыпке графита (фракция 400-500 мкм) в диапазоне температур 850-1600 К. Было установлено, что значение энергии активации реакции С+НО составляет 82,05 кДж/мол, что близко к использованному в [96] значению для реакции (К3=23) - 79,2 кДж/моль.

Как указывалось в Главе 2, для расчета котлов на трехступенчатое сжигание необходимы значения кСОг и кЙ2о — констант скоростей химических реакций (К2-3) и (К2-4).

К настоящему времени проведен большой объем исследований процессов взаимодействия твердого углерода и коксов различных углей с газами-реагентами 02, С02 и Н20 [76, 77, 78, 79, 80, 81, 97].

Так, например, в [76] проделано обобщение данных различных авторов о константах скоростей следующих гетерогенных реакций:

С+02=С02+ СЬ (К44)

2С+02=2С0 + 02 (Д4-2)

С+С02=2С0 + Q3 (R4-3)

С+Н20=С0 + Н2 + Q4 (R4-4)

С+2Н20=С02 + 2Н2 + Q5 (R4-5)

С+2Н2=СН4+ Q6 (R4-6)

2С0+02=2С02 + Q7 (R4-7)

2H2+Q2=2H20 + Q8 (R4-8)

СН4+202=С02+2Н20 + Q9 (R4-9)

С0+Н20=С02+Н2 + Qio (R4-10)

Где Qi=394,91 кДж/моль, Q2=219,14 кДж/моль, Q3=-l 75,77 кДж/моль, Q4=~l 30,48 кДж/моль, Q6=-74,88 кДж/моль, Q7=570,68 кДж/моль, Qg=231,71 кДж/моль, Q9=891,63 кДж/моль, Qi0=40,43 кДж/моль.

Приводятся также данные различных авторов о вкладе отдельных реакций в общий процесс газификации. Так, в работе [98] приводятся данные, что влиянием реакции (R4-6) можно пренебречь, что подтверждается и данными, полученными в рамках настоящего исследования (см. ниже). При отсутствии кислорода могут идти только реакции (R4-3) — (R4-6), а также реакция (R4-1Q). Также в [76] приводятся данные, что основными продуктами реакции С+Н20 являются СО и Н2, что дает основание пренебрегать также реакцией (R4-5).

Гомогенная реакция (R4-10) уже к температурам «1400 К достигает равновесия гораздо быстрее гетерогенных реакций, поэтому кинетика изменения концентраций СО, Н2, С02 и Н20 при температурах, характерных для топок котлов (1500 -1900 К) будет определяться только реакциями (R4-3) и (R4-4). Однако эти концентрации всегда останутся связанными соотношением, заданным условием равновесия реакции (R4=10). кинетическим константам этих реакций. Отмечается большое различие значений энергии активации (Еа), полученных даже для одного вида углеродного топлива. Так для реакции (Д4-4) экспериментально полученные значения Еа лежат в диапазоне 103 - 201 кДж/моль, а для реакции (К4=4) — 138 - 184 кДж/моль. Однако сопоставление большого количества экспериментальных данных позволило сделать авторам практические выводы. Так было найдено, что линии % к = Г(1/Т) для реакций углерода с газами по мере роста температур сходятся. Это позволяет предположить наличие некоторой условной точки - полюса. Введение такой точки, в которую сходятся линии констант скоростей реакций, позволяет либо связать между собой значение энергии активации и значение предэкспоненциального множителя в зависимости Аррениуса, либо находить константу скорости реакции, зная только энергию активации и значения координат полюса к* и Т*. Приводятся несколько видов таких зависимостей по данным разных авторов.

По данным [99, 100, 101]: к*=Ш м/с, Т*=2500 К, связь ко и Еа (кал/моль): к0 = 0,8694 О"4 -Еа+1,0 (4-1) по данным [102]: к*=2,5 м/с, Т*=2200 К, связь ко и Еа (кал/моль): к0 = 0,99 МО"4 'Еа+0,398 (4=2) по данным [103]: к*=100 м/с, Т*=2600 К, связь ко и Еа (кал/моль): ко = 0,83 84 О"4 °Еа+2 (4-3)

В работе [104] было предложено следующее уравнение связи ко и Еа (кал/моль) для реакции (1М-1): ко = 1,744 О"4 -Еа-0,5 (4=4)

Все приведенные зависимости дают близкие значения констант, а большой разброс экспериментальных точек не позволяет отдать предпочтение одной из них.

Отмечается, что по мере повышения температуры линии констант скоростей сближаются и, начиная с некоторой температуры, близкой к температуре сублимации углерода, должны сливаться в одну, так как исчезают различия, вызванные различной структурой решеток коксов различных углей.

В [76] также приводится эмпирическая связь между значениями энергии активации различных реакций углерода с газами для одного и того же кокса:

Е(к4.2/Е(К4.1)=1Д (4=4)

Е(К4.З)/Е(К4.1)=2,2 (4=5)

4-4;/Е<К4-1)=1,6 (4-6)

Таким образом, зная энергию активации только для одной реакции углерода кокса с газами, можно получить константы реакций (К44) — (К4-4).

Таблица 4о Средние змачешшя энергии шкштацши реакции (Ш4-1) длш разных тдт тмрё&го м®шшшш /76/„

Вид твердого топлива. Энергия активации, кДж/моль.

Древесный уголь 75,4 — 83,

Торф 83,

Бурый уголь 92,2 — 104,

Каменный уголь 117,3 — 134,

I ©»©иш® уетатовга дта

1л1р©ур©(шв раттежетош и юеетатоемтшльЕншй пыяегашюй

Для проведения расчетов согласно описанной в Главе 2 методике необходимы значения макрокинетических констант процесса разложения N0 в восстановительной зоне топки. Для получения этих значений было проведено экспериментальное исследование процесса восстановления N0 на специальной стендовой установке, схема которой приведена на рис. 11.

Основным элементом установки является вертикальная камера сгорания (поз. 1) представляющая собой вертикальный цилиндрический канал внутренним диаметром 200 мм и высотой ~ 2200 мм из хромомагнезитового кирпича толщиной 65 мм, способного выдерживать температуру до 1800 - 2000 °С. Камера имеет послойную изоляцию из хромомагнезитовой крошки и легковесного пеношамота толщиной 30 мм, заключённую в плотный кожух из листового железа толщиной 4 мм. Общая толщина изоляции составляет 200 мм, что позволяет получить температуру факела до 1700 °С при удельной тепловой нагрузке камеры порядка 0,9 - 1,2 МВт/м3. Так как при такой температуре возможно размывание стенок камеры жидким шлаком, то через 7-8 опытов камеру приходилось перекладывать. Толщина кладки

Ршсушж 11„ Схема эксмермменшшшнш усмшмшкш длм определения стрости разложения N0 ш тссжаноттелжж зме шшмкш три сжутенчажш сжшганшш тмтлшт„ 1 — камера сгалраншм, 2 — шшлшктш ттна9 3 — котекшттый пучок, 4 — ёшрабаппый жчемтшй шылепштштел%

§ — буккер угольной пыли, 6 —горелка тертчжго момлшт,, 7 — горелка вторичного шотлтш, 8 — сопло подачи третичного (воздуха 9 - электрический тздухотодогремтелш,

§ - мерные участки с диафрагмами„

В верхней части камеры сгорания соосно с ней установлена горелка первичного топлива. Расход природного газа в зону I во всех опытах был примерно одинаковым, около 6 м3/ч при нормальных условиях (О °С, 101,33 кПа) и принимался исходя из условий камере это времяставляло 0,7-1,0 При использовании угольной пыли в качестве первичного топлива ее расход выбирался таким, чтобы обеспечить такое же выделение тепла в зоне I, как и при использовании природного газа. Первичный воздух в горелку подавался после предварительного подогрева в трубчатом воздухоподогревателе (рис. 11, поз. 9). Температура первичного воздуха в опытах изменялась в диапазоне 150 - 500 °С и поддерживалась в каждом опытеточностью ±5 °С. Вязивысоким аэродинамическимпротивлением воздухоподогревателя,атый воздух в него подводился от компрессора. Для очистки воздуха от масла и влаги на вводе установленециальный фильтр. От этой же линии перед воздухоподогревателем отбирается воздух на обдувку пылепитателя и для подачи в лючок № 10 в качестве третичного воздуха. Расход первичного (горячего) воздуха выбирался так, чтобыдержание кислорода в дымовых газах в конце зоны I (перед вводом вторичного топлива)ставляло 0,5 - 1,0 %, чтоответствовало коэффициенту избытка воздуха на поданное топливо ai=l,Q3 - 1,05. В тех опытах, когда в зоне Iигался природный газ, расход горячего воздуха в зону Iставлял около 60 нм3/ч.

Для подачи угольной пыли использовались барабанные ячейковые питатели (рис. 11, поз. 4). Пыль подавалась вручную из глушилки или противня, установленных на весах в бункер (поз. 5), уровень пыли в котором поддерживался постоянным. На корпусе питателя установлен электродвигатель с регулируемым числом оборотов для обеспечения вибрации пылеподающего устройства. Привод ротора питателя осуществляется с помощью цепной передачи

Нижняя часть ротора питателя обдувалась небольшим количеством холодного воздуха (~ 0,5 - 1,5 нм3/чае) для продувки ячеек и аэрации выдаваемой пыли. Такая продувка предотвращала забивание ячеек питателя пылью и улучшала равномерность подачи пыли. Аэрированная пыль после питателя поступала в горелку через латунную трубку 22х 2 мм.

Вторичное топливо подавалось в камеру через горизонтально расположенную горелку, установленную в лючке №4, отстоящим от начала факела (от выходного среза газовой горелки) на 1 = 723 мм, что соответствует относительной длине 1/Ь = 0,360. Так как в камере во избежание присоса холодного воздуха поддерживалось небольшое избыточное давление, то для обеспечения надёжной подачи пыли в горелку осуществлялось её эжектирование путём сужения сечения воздуховода в месте подвода пыли.

Расход вторичного топлива составлял 1,0 - 2,5 юг/ч, так, чтобы его доля по теплу составляла 10 - 20 % от суммарного расхода топлива. Расход воздуха на транспорт вторичного топлива составлял ®3,0 м3/ч. Коэффициент избытка воздуха в горелке вторичного топлива в различных опытах составлял 0,16-0,5. Для обеспечения быстрого и равномерного перемешивания пыли вторичного топлива с основным потоком дымовых газов, выходящих из зоны I выходной наконечник пылеподающей трубки был выполнен двойным, в виде вилки в горизонтальной плоскости с углом расхождения насадок 20° к оси трубки. Скорость выхода пылевзвеси в камеру составляла около 15 м/с. среды завершалось в основном на участке длиной х = 200— 400 мм

Третичный воздух подавался в лючок №10, расположенный в нижней части камеры, на 1612 мм ниже ввода вторичного топлива. Расход третичного воздуха составлял 12-13 м3/ч коэффициент избытка воздуха на выходе из реакционной камеры при этом был равен г =1,20.

Для избежания присосов воздуха в реакционной камере создавалось небольшое избыточное давление порядка 3-5 мм в. ст.

Температура в реакционной камере измерялась с помощью термопары из платинородиевой (ПР - 30/6) проволоки 0 0,5 мм, устанавливаемой в водоохлаждаемой трубке. Горячий спай отстоял от торца трубки на 50 мм и устанавливался по оси камеры, измерения температуры в каждом лючке выполнялись дважды — перед установкой зонда для отбора газов и после извлечения его из лючка. Для отбора проб газов использовался щелевой водоохлаждаемый зонд специальной конструкции, позволяющий отбирать осреднённуго по сечению камеры сгорания пробу. Для этого газоотборное отверстие было выполнено в виде узкой (шириной 0,4 - 0,5 мм) щели, длина которой составляла около 2/3 диаметра камеры (135 мм). Во время отбора проб газа щель прочищалась специальным флажком во избежание ее забивания частицами золы и кокса.

Отобранные с помощью щелевого зонда газы подавались на приборы для определения содержания О2, RO2 и СО (ГХП - 3) и NO/NOx («Beckniaii=951»); кроме того, производился отбор газов в

Ш2, N2, СВц и СО. Через лючок № 9 в конце восстановительной зоны отбиралась проба газа по обогреваемому газопроводу, во избежание конденсации водяных паров, для определения содержания Н

§, 302 йодометрическим методом, а также МНз. Состав газов за камерой, в рассечке конвективного газохода, определялся с помощью приборов

В качестве вторичного топлива при этом использовались кузнецкие тощий и газовый, львовско-волынский газовый и канеко-ачинский берёзовский бурый угли, а также природный газ. Относительная доля вторичного топлива по теплу изменялась в пределах двт = 0,11 -0,18, коэффициент избытка воздуха на поданное топливо в восстановительной зоне составлял аг = 0,86 - 0,99, температура подогрева первичного воздуха изменялась в интервале 1гв= 150-500 °С, при этом температура газов в зоне II находилась в пределах 1470 - 950 °С. Характеристики углей, применявшихся в опытах, представлены в таблице 5.

8 Результаты <отыт@еи

На рис. 12 приведена динамика газообразования в камере сгорания при одноступенчатом сжигании кузнецкого газового угля. На рис. 13 приведена динамика газообразования в камере сгорания в том же опыте после подачи в лючок № 4 (на относительной длине 1/Ь = 0,36) вторичного топлива (пыли того же угля). Точка ввода вторичного топлива обозначена Вг. Из сравнения рисунков 12 и 13 видно, что при на участке смешения потока вторичного топлива с основным газовым потоком в камере сгорания наблюдается образование дополнительного количества N0. Такой же эффект наблюдался при использовании пыли других углей в качестве вторичного топлива (рис. 14, 15, 16, 17).

На рис. 18 показано изменение концентраций газов и температуры по ходу факела при трехступенчатом сжигании природного газа (использовался в качестве первичного и вторичного топлива).

Вр®мя движения газа в камер® егеришя,

Х02 □ К02 Л СО Д4, 'С О N0, ррш R02 X 02 A CO là 6, газ, а/=1,032, t^SOO °С; угля, an=mh

N0, ррпп

Опыт Ms 69 aj=l,032, t»=500 QC; угля, oa=0,91).

При использовании в качестве вторичного топлива угольной пыли, как видно из приведённых графиков, наблюдается не уменьшение, а, наоборот, увеличение концентрации N0 в газах в начале восстановительной зоны на величину ДМ0Х2. Только ниже по ходу факела, примерно через 0,1 - 0,15 с, после завершения перемешивания

N0, ррш

2500 -Ьо

2000 |

I' I 1« / ( /

02, % X Н02, % а СО, % о Н2, % юоо - 1$><? о., , Й , & , —о

0,1 0,2 0,'з 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 В2 \/

Время движения газа в камере сгорания т, с

Рисунок Л Газообразование в камере сгорания при трехступенчатом сжигании природного газа (используется в качестве первичного и вторичного топлива% аг=

§, ац=@983>

§вшг&,25. Опыт Ж® II9 режим 111 Стрелками показаны места ввода вторичного тотмшт и третичного юздуш (Уз)

На рис.19 представлена зависимость степени перехода топливного азота в оксид от температуры на участке смешения потока вторичного топлива с основным пылегазовым потоком в топке. На этом же рисунке для сравнения приведена аналогичная зависимость, полученная в [109] для одноступенчатого сжигания. Рядом с точками, полученными в настоящей работе, указаны номера опытов. Из рисунка видно, что в условиях настоящего исследования степень конверсии топливного азота в N0 значительно выше, чем при одноступенчатом сжигании. Исключение составляют опыты № 16 и 17, когда для транспорта вторичного топлива использовался чистый азот или его смесь с

3) можно использовать для расчета величины К] (см. уравнение (6-2)) при транспорте вторичного топлива воздухом. Исследованный диапазон параметров, входящих в уравнение (6-3) составил: а^, — от 0,15 до 0,5, ап — от 0,86 до 0,98, Т — от 1513 до 1748 К.

Из уравнения (6=3) видно, что для снижения образования N0 на участке смешения потока вторичного топлива с основным газовым потоком следует снижать о^р и ад, а также температуру на участке смешения. Такой вывод качественно согласуется с полученными другими авторами результатами. В частности, в [40] было приведено уравнение (3=3) для расчета величины выхода топливных МО при одноступенчатом сжигании угольной пыли. Повышенная степень конверсии топливного азота в N0 может быть объяснена тем, что к моменту ввода вторичного топлива горение основного топлива еще не завершилось, и в пылегазовой среде имеется повышенная (по сравнению с равновесной) концентрация радикалов (в частности, О), которые при реагировании с азотсодержащими соединениями, о1р(аг0,83)СТ-1100)

Львовско-волынский Г а Кузнецкий Т а Кузнецкий Г х Березовский Б отнести полученные значения кда к горючей массе топлива. качестве вторичного топлива пыли кузнецкого тощего, кузнецкого газового, львовско-волынского газового и берёзовского бурого углей в зависимости от средней обратной температуры газов приведены на рис. 21. На рис. 22 показана аналогичная зависимость, полученная в опытах, где в качестве вторичного топлива использовался природный газ. Из рис. 21 видно, что экспериментальные точки, подученные в опытах с использованием в качестве вторичного топлива пыли тощего, газового и бурого углей достаточно плотно укладываются в общую зависимость, несмотря на существенное различие по составу этих углей. В частности, выход летучих был равен соответственно ¥йа- 8 %, 44,5 %, 34,9 % и 48,3 %, а содержание азота в угле Мёа = 1,8 %, 2,1 %, 1,0 % и 0,5 %. Полученная зависимость 1т кда от 1000/Т может быть аппроксимирована прямой линией, что даёт основание сделать вывод о правильности допущения об Аррениусовском виде зависимости кда от температуры. Из рисунка 21 можно определить значения ко и энергии активации реакции разложения оксида азота в восстановительной зоне топки при использовании угольной пыли в качестве вторичного топлива. Обозначенное «о» на рис.21 значение 1ткда рассчитано по результатам испытаний котла ТП - 92 Добротворской ГРЭС, проведенных специалистами ВТИ, когда при трёхступенчатом сжигании в качестве первичного и вторичного топлива использовалась пыль львовско-волынскош угля [51]. Следует отметить хорошее совпадение между опытными данными, полученными в промышленных условиях и на стенде ВТИ. Расчётное

0.5 0.55 0.6 0.65 0.7 0.75 0.8 0.85 0.

1 ооо/т, к д Опыты 10,11, первичное и вторичное топливо - природный газ о Опыты Щербаченко, первичное и вторичное топливо - природный газ л Опыг 14, первичное топливо -кузнецкий газовый уголь, вторичное топливо - природный газ о Опыты Щербаченко, первичное топливо -кузнецкий тощий уголь, вторичное топливо - природный газ

Рисунок 22о Зтшсшмость коыстатмш стрости разложения МО <8 тссманотмелъмош зше топки от температуры при использовании природиого газа

§ качестве вторичного топлива,>

На рис. 22 значками «А» и «А» обозначены наши экспериментальные данные, а значками «©» и «о» — опытные данные С. И. Щербаченко, полученные ранее на той же экспериментальной установке. После получения наших данных, охватывающих более широкий температурный диапазон, чем в опытах С. И. Щербаченко, удалось уточнить зависимость кда от температуры по сравнению с предложенной ранее в [110].

Сравнение зависимостей (7-12) и (7-11), а также рис. 21 и 22 показывает, что энергия активации процесса разложения N0 одинакова в обоих случаях, а предэкспоненциальный множитель для природного газа в 1,4 раза больше, чем для угольной пыли.

Соответственно, константа скорости реакции восстановления N0 при использовании в качестве вторичного топлива природного газа в 1,4 раза выше, чем при применении для этих целей угольной пыли.

Среднеквадратичное отклонение экспериментальных точек от указанных зависимостей составило ± 30 %. В соответствии с приведенной в Главе методикой расчета процесса разложения N0 в восстановительной зоне топки при трехступенчатом сжигании, такое отклонение приводит к погрешности определения степени восстановления N0 на ± 15 %.

Из уравнений (7-11) и (7-12) следует, что энергия активации реакции разложения N0 Еда=52,7 кДж/моль (12,6 ккал/моль). Необходимо повторить, что в опытах доля вторичного топлива по теплу изменялась в пределах авт= 0,11-0,185, а коэффициент избытка воздуха варьировался в зоне I а1=0,984,05, в зоне II а2=0,864-0,988, в соплах вторичного топлива авт=0,11

На образование восстановительной среды в зоне II, согласно расчётам, в различных опытах расходовалась доля, равная qввx=0,19-0,96 от расхода вторичного топлива (В2). Рис. 21 даёт основание констатировать, что состав, тонина помола и степень метаморфизма углей, использованных в качестве вторичного топлива при трёхступенчатом сжигании, не влияют на величину константы скорости разложения N0 в восстановительной зоне топки. Не наблюдалось также чёткой зависимости кда от концентрации СО и Н2 в восстановительной зоне топки, несмотря на то, что концентрация этих газов в восстановительной среде возрастает в 2-3 раза по мере перехода от тощего угля к углям с меньшей степенью метаморфизма, обладающих более высоким выходом летучих (в пределах У^ =8 — 48 %).

0,5 0,7 0,9 1,1 1,3 1,

МООЛГ, 8С

Рисунок 23о Зависимость копсшшшшы скорости шосстатшленшж N0 от температуры„ 1 = юсстшпоттельнам шшлегюмшж среда <в топке образмана угольной пылью, 2 ~ тссмамотмельтая среда <в топке образмана природным газом, 3 - разложение N

§ зтсыпке углерода (то данным [111])о

На рис. 23 показано сравнение полученных в настоящей работе зависимостей макрокинетичееких констант восстановления N0 с зависимостью, полученной в [111] в опытах по восстановлению N0 в слое углеродных частиц в интервале температур 700 — 1100 К. В работе [111] было получено значение энергии активации восстановления N0 равное 83,72 кДж/моль, что значительно больше полученной нами величины. Однако в [77] отмечалось, что при температурах, больших 1200 К наблюдается замедление реакции НО+С. Из рис. 23 видно, что полученные нами значения констант скорости реакции восстановления N0 при температурах, приближающихся к 1100 К сверху, лежат довольно близко к значениям, приведенным в [111] для температур, приближающихся к 1100 К снизу, а с учетом отмеченного в [77] замедления реакции N0 с углеродом, имеется достаточно оснований предполагать, что основным реагентомавтоматики и измерений позволяет поддерживать в широких заданных пределах производительность стенда по углю, расходу газов и водяного пара. Кроме того, указанная аппаратура обеспечивает безопасность работы стенда при аварийных и нерасчётных режимах. корундовую трубку 0 50 мм, в которую сверху из смесительной камеры подаётся смесь газов» реагентов и угольная пыль. Обогрев трубки осуществляется снаружи коаксиально установленным электрическим графитовым нагревателем мощностью -10 кВт. Питание на подогреватель подаётся от силовой установки. Регулировочная схема допускает плавное изменение напряжения нагрева для создания необходимой температуры в реакционной камере. Рабочий диапазон температуры нагревателя составляет 1000— 1800 °С. Подогреватель, реакционная трубка и тепловая изоляция находятся в водоохлаждаемом корпусе, рассчитанном на давление до 2,5 МПа. Для защиты графитового нагревателя от окислительной среды в корпус подаётся аргон. Для выравнивания давления в реакционной камере и корпусе их объёмы выполнены сообщающимися. Отверстая для сообщения объёмов выполнены в конце трубы (по ходу газов). Для определения изотермичное™ процесса по длине трубы установлены пять вольфрам-рениевых термопар. Показания термопар выводятся на самопишущий потенциометр, а также на приборы тепловой автоматики.

Для измерения температуры по длине реакционной трубки и для отбора проб газа на анализ используется измерительный зонд. Зонд водоохлаждаемый, выполнен с электроприводом, имеет возможность перемещения по всей длине реакционной трубки. Управление зондом осуществляется дистанционно, со щита управления. Имеется возможность сверху, затем для лучшего перемешивания поток проходит через сопло и далее попадает в реакционную трубку.

Для равномерной подачи пыли используется специально разработанный питатель плунжерного типа с вращающимся смесителем. Расход пыли определяется скоростью поступления плунжера. Подача пыли осуществляется газовым потоком с высокой концентрацией пыли — 10100 кг/м3. Имеется возможность изменять производительность питателя в диапазоне 0,2-2,0 кг/час путём замены шестерней в редукторе привода и изменением размеров плунжера.

Предварительно подсушенная при 105 °С угольная пыль засыпается в цилиндр питателя. Подаваемая поршнем пыль срезается фрезой и увлекаемая тангенциально поданным газом - носителем поступает в реакционную камеру. В качестве газа - носителя используется азот, имеется возможность использования других газов.

Предусмотрена возможность работы установки на воздушном дутье от компрессора. Сжатый воздух также подаётся в магистраль уходящих газов для разбавления генераторного газа приблизительно в 10 раз перед выбросом в атмосферу.

Сжатый воздух подаётся на установку от магистрали давлением 0,6 МПа. Для осушки и очистки сжатого воздуха установлен наполненный еиликагелем фильтр.

Генераторный газ на выходе из реакционной камеры содержит золу, мехнедожог топлива и различные газы. Очистка его от твёрдых веществ магистрали промотбора с давлением 1,0- 1,3 МПа. Регулирование расхода газов осуществляется регулирующими клапанами вручную. Перепад давления на расходомерных диафрагмах измеряется электрическими дифманометрами "Сапфир-22ДД". Электрический сигнал от дифманометров выводится на самопишущий и показывающий миллиамперметры. Расход газов определяется по предварительно построенной тарировочной кривой £ (I), где — расход газа, м /час, I — сила выходного тока дифманометра, мА.

Безостановочная безаварийная работа установки обеспечивается системами автоматического контроля и регулирования. Температура графитового нагревателя контролируется 5 вольфрам - рениевыми термопарами. В случае превышения максимально допустимой температуры подаётся сигнал на отключение нагревателя от силовой установки. Кроме того, показания этих термопар также выводятся на самопишущий потенциометр. Контролируется также температура и давление воды, идущей на охлаждение корпуса. При превышении максимально допустимой температуры или падении давления охлаждающей воды также подаётся сигнал на отключение нагревателя. При падении давления аргона ниже давления в реакционной трубке также происходит отключение установки во избежание протечки генераторного газа в объём корпуса установки. концентраций газов — 0,1 %). Лучше всего таким условиям удовлетворяют участки кривых сразу же после выгорания кислорода.

Для определения кинетических констант взаимодействия коксовых остатков угольной пыли с С02 и водяным паром в пылегазовом потоке необходимо знать концентрации реагентов и температуру газовой среды в различные моменты времени. Температура газа и концентрация в нём С02, 0>2, СО, Н2, N2 определяется экспериментально (во всех опытах отмечалось отсутствие в газовой смеси СН4), а для определения концентрации водяных паров и углерода, а также объёма образовавшихся газов используются уравнения сохранения массы углерода, кислорода, водорода и азота.

Исходя из установленного состава и температуры газов в различных сечениях реакционной камеры определяется скорость потока в камере и время, за которое газы проходят от одного сечения до другого. При этом учитывается изменение объёма газов за счёт изменения температуры и состава.

Для определения изменения объёма газов за счёт изменения их состава условно предполагается, что кислород, содержащийся в топливе, полностью переходит в газовую фазу на начальных стадиях горения угольной частицы (прогрев, испарение влаги, выход летучих, горение летучих и начало горения коксового остатка) в виде С02 во время реагирования угольной частицы с

-8 4--—-—---—г—-—-—-■■ | ———————г————-———т-Г~-—-—

0,5 0,55 0,6 0,65 0,7 0,75 0,

1000/Т, К

Рисунок 28„ Сравнение полученных значений ^со2 с мртедемтыми

77] длм графита. 1 — по дантлм [77], 2 -— затсммоемь, полученная настоящей работе»

На рис. 28 приведено сравнение полученной в настоящей рабо! температурной зависимости кСо2 и аналогичной зависимости, приведенной

77]. Из рисунка видно, что в исследованном диапазоне температур (1100 -1480 °С) значения кСо2, рассчитанные по зависимостям, приведенным литературе и полученным экспериментально, отличаются не более чем в приводит к различию в величине q4 не более чем на 0,05 %. Так как основной вклад в величину q4 вносит значение (с^)/ (см. уравнение (2=7)), составляющее от 0,5 до 7 %, то итоговая относительная погрешность в определении q4 после перехода на трехступенчатое сжигание составит не более 10 %.

С помощью разработанной в ВТИ программы PR3ST были проведены расчеты топки котла TXUI-312 Ладыжинской ГРЭС, реконструированного на трехступенчатое сжигание с использованием экспериментальных данных, полученных в настоящей работе.

Ширина топки котла 17,3 м, глубина - 8,65 м, высота - 40,5 м. Топка оборудована 16-ю вихревыми горелками, расположенными в два яруса на отметках 8,75 и 12,0 м. При реконструкции на трехступенчатое сжигание были установлены 20 горелок вторичного топлива на отметке 20,3 м, 20 сопел третичного воздуха на отметке 27,6 м, а также сопла газов рециркуляции на отметке 31,0 м. Вторичное топливо (природный газ) подавалось в смеси с газами рециркуляции для лучшего перемешивания.

Полученные при расчетах зависимости сравнивались с данными, полученными при испытаниях котла в ноябре 1992 г [118] (см. рис. 29). Следует отметить достаточно хорошее совпадение расчетных значений выбросов NGX (Сш-1,4) с измеренными (точки, обозначенные «о» на рис. 29). Отметим, что проводились также испытания и при других значениях тепловой доли вторичного топлива qBT, однако в опытах менялись и другие режимные параметры котла (например, расход третичного воздуха), причем контроль за ними осуществлялся косвенным образом (например, по степени открытия шиберов третичного воздуха), что не позволило использовать значения этих параметров при расчете.

Некоторое расхождение измеренных и расчетных температур связано, помимо указанных причин, также с расхождением в методиках измерения и расчета. Расчетная температура является средней по сечению топки. Измерения же проводились с помощью пирометра или охлаждаемых зондов (на отметке 37 м), устанавливаемых в лючках. При измерениях зонды вдвигались в топку на 2,5 м. Таким образом, фактически измерялись температуры газов в областях, прилегающих к экранам, т. е. более «холодных» по сравнению с областями в центре топки.

Измеренная зондами при qBT = 0,1 температура газов в топке на отметке 37 м (обозначена «х» на рис. 29) составляет 1630 К, что соответствует примерно 1580 К на выходе из топки перед ширмами (отметка 39,5 м). Эта величина на 150 К выше полученной в нашем расчете по программе PR3ST (Хщ" = 1440 К). Расчет температуры на выходе из топки зональным методом дает такую же величину — 1440 К. Объяснить такое расхождение можно тем, что, по-видимому, в этих испытаниях была уменьшена подача газов рециркуляции в зону III (сопла на отметке 31 м) по сравнению с принятой в расчетах. Таким образом, прямое количественное сопоставление результатов расчета с измерениями для температуры на выходе из топки, к сожалению, невозможно. Однако расчетные и экспериментальные значения температур на выходе из зон I и II (Ti" и Тц" соответственно) совпадают достаточно хорошо, особенно если учесть, что при использовании оптического пирометра получаются заниженные значения температур по сравнению со средними по сечению. расчета, о том, что при переходе на трехступенчатое сжигание величина q4 должна несколько увеличиться по сравнению с исходным уровнем (0,5 %) оказался верным.

Из результатов расчетов, показанных на рис. 29, видно, что при снижении тепловой доли вторичного топлива относительное снижение концентрации N0 в зоне II уменьшается и при qвт < ~8 % снижения выбросов МОх не происходит. Это объясняется тем, что вторичное топливо полностью расходуется на выгорание кислорода, поступающего из зоны I и с транспортирующим вторичное топливо потоком.

Расчетным путем определялось также влияние таких параметров, как коэффициент избытка воздуха на поданное в зону I топливо од (рис. 30) и температуры на выходе из зоны I Т/' (рис. 31) на эффективность снижения выбросов ЬЮх и эксплуатационные показатели.

Из рис. 30 видно, что относительное снижение концентрации N0 в зоне II, а, следовательно, и выбросы МОх за котлом весьма сильно зависят от коэффициента избытка воздуха в зоне I при заданной доле вторичного топлива по теплу (двт=0Д31). Когда 1Д восстановление N0 в зоне II не происходит. Таким образом, точная наладка и соблюдение в процессе эксплуатации режимных параметров имеют существенное влияние на эффективность трехступенчатого сжигания как метода снижения выбросов Шх.

На рис. 31 показано, как влияет температура на выходе из зоны I на остальные параметры топочного процесса. Из рисунка видно, что при увеличении этой температуры выше 1900 К происходит резкое увеличение выбросов МОх за котлом. Хотя температура на выходе из зоны I и не является режимным параметром и обычно не контролируется, ее рост может иметь место, например при зашлаковывании экранов в зоне I

Таким образом, из приведенных на рис. 29 — 31 графиков видно, что при трехступенчатом сжигании изменяются практически все параметры топочного процесса, которые, в свою очередь, оказывают существенное влияние на эффективность трехступенчатого сжигания как метода снижения выбросов ЫОх.

Задача снижения вредных выбросов в окружающую среду при сжигании твердого топлива является весьма актуальной в настоящее время и в будущем. В частности, необходимо снижать выбросы оксидов азота. Для решения этой задачи были разработаны и применяются в настоящее время различные методы. Особенно перспективным представляется метод трехступенчатого сжигания топлива. В настоящей работе были получены экспериментальные данные, необходимые для расчета реконструкции существующих и проектирования новых котлов на трехступенчатое сжигание.

1. Разработана методика проведения экспериментов и обработки опытных данных по исследованию процессов восстановления N0, СОг и Н2О в восстановительной пылегазовой среде, характерной для топок котлов при трехступенчатом сжигании.

2. Проведено исследование процесса разложения N0 в восстановительной зоне топки при трёхступенчатом сжигании с использованием в качестве вторичного топлива пыли кузнецкого тощего, львовско-волынского газового, канско-ачинского бурого и кузнецкого газового углей, а также природного газа.

3. Установлено, что при условиях, характерных для технологии трехступенчатого сжигания, скорость разложения N0 пропорциональна произведению объемной концентрации N0 на массовую концентрацию вторичного топлива в зоне II, оставшегося после выгорания кислорода, поступающего из зоны I и с потоком вторичного топлива.

4. Экспериментально найдено, что величина макрокинетической константы процесса разложения N0 в восстановительной зоне топлива величина кда оказалась в 1,4 раза больше, чем для углей.

Найдена зависимость степени конверсии азота, содержащегося во вторичном топливе, в оксид на участке смешения потока вторичного топлива с основным пылегазовым потоком от коэффициента избытка воздуха в потоке, транспортирующем вторичное топливо, коэффициента избытка воздуха в зоне II (на все поданное топливо) и средней температуры на участке смешения.

Определены константы скорости взаимодействия коксовых остатков полидисперсной пыли кузнецкого тощего угля с диоксидом углерода и водяным паром в пылегазовом потоке в интервале температур 1100-1480 °С.

Уточнена методика и программа расчета топок котлов при трехступенчатом сжигании тоюшив РК

§Т с использованием полученных экспериментальных данных.

Уточненная программа применена для расчета котла ТПП-312 Ладыжинской ГРЭС после его реконструкции на трехступенчатое сжигание топлива. Полученные при расчете величины степени снижения выбросов МОх за котлом и температуры на выходе из зоны I и из зоны II согласуются с измеренными во время трехступенчатого сжигания зависит от таких эксплуатационных параметров, как тепловая доля вторичного топлива, коэффициенты избытка воздуха в зонах I и II, а также температура на выходе из зоны I Установлено, что для получения максимальной эффективности трехступенчатого сжигания как метода снижения выбросов МОх необходима точная наладка указанных параметров.

Расчеты по программе РК.38Т позволяют повысить надежность проектирования топок на трехступенчатое сжигание топлив при реконструкции существующих и разработке новых котлов, а также оптимизировать эксплуатационные параметры при переходе на трехступенчатое сжигание и сократить время проведения наладочных работ. Все это может способствовать более широкому внедрению трехступенчатого сжигания топлива как эффективного способа снижения выбросов оксидов азота с дымовыми газами электростанций.