Бурение грунтовых зондов, установка энергетических колодцев

На промпідприємствах України для розрахункового визначен­ня викидів NOx користуються затвердженими методиками [298- 300], в основу яких покладені питомі викиди NOx, які визначаються по формулах, отриманих у результаті апроксимації результатів ви­пробувань досить великої кількості котлів, що мають різні констру­ктивні і режимні характеристики, вплив яких враховують відповід­ними коефіцієнтами. Так, наприклад, згідно [298] для котлів паро­продуктивністю до ЗО т/год (водогрійних до 20 Гкал/год) викиди оксидів азоту в перерахуванні на N02 визначалися по формулі, г/с:

де КМОз — питомі викиди оксидів азоту, кг/ГДж;

Р — коефіцієнт, що враховує зниження NOx у результаті застосування технічних рішень.

Значення KNO визначалися по графіках для різних видів пали­ва залежно від номінального навантаження котлоагрегату. При на­вантаженні котла, що відрізняється від номінальної, KNO множиться

на (Q(,/QH)0’25 або на (D(]/DH)0,25. Згідно з методикою [299] викиди NOx розраховуються, г/с:

де В — витрата умовного палива, кг/с;

KNO — питомі викиди оксидів азоту, кг/т. у.п.;

Рь Рг, Рз — коефіцієнти, що враховують відповідно якість палива, конс­трукцію пальників і вид шлаковидалення;

Si, 82 — коефіцієнти, що враховують рециркуляцію газів і двоступінчате спалювання; г — ступінь рециркуляції газів, %;

т|аз — частка NOx, що уловлюється в азотоочисній установці;

По, пк — тривалість роботи азотоочисної установки і котла, год/рік.

Існують також і інші методики [ЗОЇ], які, у сутності є спроще­ними варіантами попередньої. Як показав порівняльний аналіз [463], результати, отримані по цих методиках, значно розходяться з дослідними даними (рис. 10.5, рис. 10.6). У теперішній час методи­чна база, яка застосовується для котлоагрегатів середньої і великої потужності, рекомендована і для об’єктів малої енергетики з відпо­відними уточненнями і доповненнями залежно від виду палива і способу спалювання [463], що дозволило трохи поліпшити збіж­ність розрахункових і дослідних даних. Основним недоліком цих методик є те, що вони не відображають фізику процесу утворення оксидів азоту. Облік же механізму утворення даних ВВ дозволить не тільки більш точно прогнозувати емісію NOx, але й визначати найбільш ефективні шляхи і методи її зниження. Дані обставини і спонукали до пошуку більш об’єктивної методики розрахунку NOx.

Як відомо, джерелом утворення NOx може бути молекулярний азот повітря, а також азотоутримуючі компоненти палива. У зв’язку із цим прийнято ділити NOx на повітряні і паливні. Повітряні ж, у свою чергу, розділяються також на термічні і так звані "швидкі" ок­сиди азоту. Термічні утворюються за рахунок окислення молекуля­рного азоту киснем при Т>1600К і достатньому часі перебування димових газів у зоні горіння (механізм Зельдовича), при цьому під­сумкову реакцію можна записати у вигляді: 02+N2-^2N0. Дослі­дження показали, що енергія активації даної реакції значно більше, ніж реакцій горіння і основна частина NO утворюється на кінцевій ділянці зони активного горіння, коли підвищення Т до значень бли­зьких до Ттах приводить до дисоціації молекулярного 02. При цьо­му швидкість прямій і зворотної реакції залежить від Т у зоні го­ріння і миттєвих концентрацій надлишкового 02, N2 і NO.

"Швидкі" NO, утворюються при порівняно низькій температу­рі (починаючи з 1300 К) у зоні фронту полум’я вуглеводневих па­лив у результаті аномально швидких реакцій молекулярного азоту з вуглеводневими радикалами, що утримуються в паливі:

Концентрація "швидких" NO росте зі збільшенням а і Т і при

о

спалюванні природного газу може скласти 70…90 мг/м [392].

Відносна роль трьох джерел утворення NOx залежить від Т у зоні горіння, від змісту азоту в паливі і від режимних параметрів топкового процесу. Методика [493] дозволяє врахувати механізм і роль окремих джерел в утворенні NOx.

Визначальними факторами при утворі термічних оксидів азоту є максимальна температура факелу Тм і температурний інтервал ре­акції АТР [493]. Розрахункове значення Тм залежить від адіабатної температури в зоні горіння Та, яка в [493] розраховувалася без облі­ку теплоємності летучої золи, що вносило погрішності особливо при спалюванні високозольних палив. Тому розрахунок Та слід проводити по залежності:

Т.=—————— 51————— тг, (10.22)

V,°cr +l,016l(ar, -])Ч0с,+с„а,„ —

З

де сг і св — теплоємності газу і повітря при очікуваної Та, кДж/(м — К);

агор — надлишок повітря в зоні горіння, приймається при наявності при­сосів повітря в топку Дат рівним агор=ат-0,5Дат , а для газощільних котлів

сДор ат,

Qt — корисне тепловиділення в топковій камері, кДж/кг.

Його значення в [493] визначалося без обліку теплових втрат і ряду інших факторів, що викликало появу додаткових погрішнос­тей [494], з огляду на це для розрахунку QT слід використовувати рівняння:

QT=[Q-10!+im+(l-k)-Q^i]-100 Jk 44 (10.23)

1Ш q4

де QB — теплота, внесена повітрям в топку, кДж/кг;

гІг. отб " теплота рециркулюючих газів, кДж/кг, ефект рециркуляції вра­ховується також при розрахунку Тм.

Середня теплоємність продуктів згорання і повітря в [493] ви­значається по формулам, кДж/(кг-К):

— при спалюванні твердого палива:

cr = (l,59 + 0,004W;) + 0,14Kt; (10.24)

сг =1,57 + 0,134Kt; (10.25)

— при спалюванні мазуту:

сг =l,58 + 0,122Kt. (10.26)

де Kt=(ta-1200)/1000 — температурний коефіцієнт зміни теплоємності,

(ta — В °С).

Теплоємність повітря при високих температурах:

св =1,46 + 0,092^. (10.27)

Однак формули (10.24-10.27) мають обмежений діапазон за­стосування, апроксимація даних [476] дозволила одержати залеж­ності (10.28-10.29), що забезпечують більшу точність розрахунку теплоємкості газів і повітря і більший діапазон застосування (Т=373… 2573 К):

0,712(Т-273)иб2	+ 20,005	0,963 (T — 273)1,СМ	9+9,054	(10.28)
Сс°2 T — 273	9	С-кт T -273	9
0,929 (Т — 273)1’083	+ 14,722	0,231 (T — 273)1’054	+ 8,636	(10.29)
Сн2° T — 273	9	Св T-273	9
Де СС02 5 CN2 5 СН20 5 Св	теплоємності відповідно діоксиду вуглецю, азо-

ту, водяних пар і повітря, кДж/( кгК). Очікувану адіабатну температуру для розрахунку теплоємкос­тей знаходять по формулам:

Припустима розбіжність між попередньо прийнятою ta і отри­маною по (10.22) значенням (Та=273 К) не повинна перевищувати 50 К, інакше необхідно прийняти нове ta і уточнити значення сг і св. Максимальну температуру в зоні горіння знаходять по формулі з урахуванням відводу теплоти до ПН, ступені вигорання палива і впливу рециркуляції газів:

де рсг — частка згорілого палива на ділянці від виходу з пальників до за­вершення інтенсивного високотемпературного горіння, значення рсг прийма­ють: для твердих палив 0,95…0,97 (великі значення для високореакціоних па­лив), для природного газу і мазуту 0,97…0,99;

j/зг -коефіцієнт теплової ефективності екранів у зоні ядра факелу, при необхідності усереднення теплосприйняття екранів приймати верхню грани­цю зони горіння на 1,5 м вище верхнього ярусу пальників; г — частка рециркуляції газів в зону горіння;

п — коефіцієнт, що враховує спосіб введення в топку рециркулюючих

газів:

п=6,5 — при введенні через сопла під пальниками; п=5,0 — при введенні через кільцевий канал навколо пальника; п=3,0 — при змішуванні газів з гарячим повітрям до пальника або вве­денні між центральним і периферійним каналами пальника;

шг — коефіцієнт, що враховує тип пальника: шг=1 — для вихрових на — стінних пальників; mr=0,95′(25/wr) ’ — для прямоточних настінних пальників (wr — швидкість повітря на виході з пальника, м/с);

шг =0,985 — для подових пальників із прямоточно-вихревою подачею повітря.

Теоретичний час досягнення рівноважної концентрації NO при температурі реакції Тм [476], с:

Розрахунковий час реакції утвору оксидів азоту в топці [302], с:

де АТр — температурний інтервал активного протікання реакції утвору NO, визначається по формулі [493]:

де q, = (Вр — Q[)/(ocm -bm) — середня теплова напруга перетину топкової камери, МВт/м ;

П=2ат+2ЬП1 — розрахунковий периметр стін призматичної топкової ка­мери, м, при наявності двохсвітлового екрану додається його подвійна шири­на;

Т"т — температура газів на виході з топки, К, береться з теплового роз­рахунку;

‘Спреб — час перебування газів у топковій камері, с:

Де qv = (bp-q:)/v» — теплова напруга топкового обсягу, МВт/м3;

__ Г 4 4—1^’^

Тг =0,84 (Тм) + (Т") — середня розрахункова температура газів у

топковому обсязі, К;

З

v” — питомий наведений обсяг газів при а=1, м /МДж: для антрациту і напівантрапиту v” = 0,273, для інших твердих палив v” = 0,278 + 0,001 W^p,

для мазуту v” = 0,281, для природного газу v” = 0,3;

£, — коефіцієнт заповнення перетину топки висхідним потоком газів: при зустрічних вихрових пальниках £,=0,8, для однофронтального розташування вихрових пальників £,=0,75, для тангенціального розташування прямоточних пальників £,=0,7, для подових пальників £,=0,9.

Концентрація термічних оксидів азоту, що утворюються у ви — сокотемпературній зоні факелу, у перерахуванні на NO^, г/м, ви­значається по формулі [493]:

де С(>2 — концентрація надлишкового Ог у зоні реакції, визначається по формулі:

(10.38)

де (Хрц — надлишок повітря в газах рециркуляції;

р0з =1,428 кг/м3 — щільність О2 при атмосферному тиску; якщо значення

(аП)р-1 )<0,02, його умовно приймають постійним, рівним 0,02.

Утворення паливних і «швидких» оксидів азоту відбувається в діапазоні Т=800…2100 К і найбільшу інтенсивність має в області Т=1850 К. Вихід паливних оксидів NO™ в цій зоні сильно залежить від а (у ступеню 2), у меншій мірі від Т (ступінь 0,33) і вмісту Nr в

паливі. Розрахункові формули для різних температурних зон мають

о

наступний вид [493], г/м :

— при 2100>ТМ> 1850 К:

Дані формули одночасно з паливними враховують і утворення «швидких» оксидів азоту.

Максимальна сумарна концентрація оксидів азоту при номіна­льному навантаженні котла складає, г/м.

N02=N02p+N0™. (10.41)

При навантаженнях, що відрізняються від номінального, су-

З

марний вихід оксидів азоту визначається по формулі [493], г/м :

При спалюванні палива за двоступінчатою схемою розрахунок Тм для першої зони горіння виконується по формулі (1.32), при цьому а в пальниках першої зони визначається виходячи із задано­го розподілу повітря і палива по зонам і розраховується по форму­лі:

де р2 — частка повітря, що надходить у другу ступінь;

В, = В,/В — частка палива, що надходить у першу зону, при наявності скидаючих пальників з обліком ККД циклону В, = 0,88…0,94.

Коефіцієнт надлишку повітря в пальниках другої зони горін­ня:

tf

гор

Частка палива, що згоріла у першій зоні визначається віднос­ною кількістю повітря в даній зоні з урахуванням неминучої непов­ноти згорання:

Р:г=0,95а;ор. (10.45)

Розрахунок Тм проводиться по (1.32) для значення р’г, а Та ви­значається по (10.22) для повного а на виході з верхньої зони го­ріння, тобто по arop=am-0,5A(xm незалежно від сіупінчатої організа­ції процесу спалювання.

Таким чином, застосування методики [493] дозволяє поліпши­ти збіжність розрахункових даних з експериментальними (рис. 10.5, рис. 10.6), що дозволяє вважати її більш об’єктивною, чим методи­ки [495-498], в основу яких закладені середньостатистичні дані. Однак практичного інженерного застосування вона не знайшла че­рез відносно громіздкі обчислення. У теперішній час широке засто­сування комп’ютерної техніки дозволяє автоматизувати обчислен­ня, це розширює можливості при розробці і впровадженні методич­ної бази, що більш повно враховує фізику процесів утвору NOx.

Однак результати обчислень, проведених за методикою [302], також відрізняються від дослідних даних (рис. 10.5, рис. 10.6). Вне­сення змін у розрахунок корисного тепловиділення в топковій ка­мері (10.23), Та (10.22), застосування залежностей (10.28-10.29), що забезпечують більшу точність при розрахунку теплоємкостей газів і повітря, а також визначення Т" за допомогою спеціально розробле­ного модуля по розрахунку теплообміну в топці, що дозволяє вра­ховувати фактичні параметри робочих середовищ і режимні факто­ри, забезпечили поліпшення збіжності результатів розрахунку з ек­спериментом. При розрахунку теплообміну в котлоагрегатах із НТВ схемою спалювання, з топками шаро — вихрового і факельно — вихро­вого типів враховуються кратність циркуляції золових і коксових часток, а також підвищення коефіцієнтів теплової ефективності ПН за рахунок "активної" аеродинаміки топки [495-498]. Крім цього, на практиці для обліку відхилення парового навантаження котла від номінального часто користуються видимою продуктивністю, хоча більш коректно оперувати наведеною, тому що параметри живиль­ної води, пара, продувки і ін. часто відрізняються від

12 3-15

1 — свідчення газоаналізатора, 2 — методика [495], 3 — методика [496], 4 — методика [498], 5 — методика [493]

Рисунок 10.5 — Порівняння методик розрахунку утворення NOx при спалюванні природного газу котлами фірми „Danfoss” (Данія) VBN-630 по­тужністю по 730 кВт кожен з пальниками „Weishaupt” C7-1-D:

1 — значення газоаналізатора, 2 — результат, отриманий по методиці [495], 3 — по методиці [496], 4 — по методиці [498], 5 — по методиці [493] нор­мативних значень.

Рисунок 10.6 — Порівняння методик розрахунку утворення NOx при спалюванні біогазу котлами фірми „Danfoss” (Данія) VBN-630 потужністю по 730 кВт кожен з пальниками „Weishaupt” C7-1-D:

У УЕК даний фактор врахований за рахунок застосування на­веденого навантаження, яке розраховувалося по формулі:

(іф -іф) + гф(іф — іф)

І _ V іш пв/ прукип пв/ vnn п /1П

прив Лн _-Н Н Лн — б \ ф ^ВВД, (10.46)

дпп Апв / ‘ Апр Акип ‘ Апв / V vnn

де гф, г; — частка продувки фактична і нормативна;

vnn ’ vnn " питомий обсяг перегрітого пара при нормативних і фактичних параметрах, м3/кг;

БВИд — паропродуктивність видима, кг/с.

Таким чином, внесення раніше перерахованих змін в розраху­нок параметрів, що визначають утворення NOx, а також реалізація комплексного підходу до розрахунків генерації NOx і теплообміну в топці з урахуванням фактичних характеристик робочого середови­ща і режимних чинників дозволили підвищити збіжність розрахун­кових і дослідних даних. На основі уточненої методики була ство­рена програма машинного рахунку, яка дозволяє оперативно і до­сить точно (погрішність < 15 %) визначать концентрацію NOx по результатам випробувань, а також прогнозувати її, моделюючи різ­ні режими роботи котла.

Комментарии запрещены.