авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 |

«Алматинский университет энергетики и связи Кафедра электропривод и автоматизация промышленных установок Джумашев Руслан Тулепович ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ...»

-- [ Страница 2 ] --

Результат изменения указанных двух видов энергии и составляет гидравлическое сопротивление Ртвм, вызванное вводом жидкости в трубу Вентури. Что касается гидравлического сопротивления сухой трубы Вентури, то оно определяется следующей формулой:

г орWг ор Ртвс = с (3.42) ТВ Lг ор Lг ор где-сТВ = 0,165 + 0,34 3х103Wг ор 0,06 0, Dг ор Dг ор Численное решение системы уравнений (3.32) – (3.41) дает возможность определять эффективность улавливания частиц пыли на каплях в трубе Вентури, охлаждение газов за счет теплообмена капель с газом, а также потерю энергии газа за счет механического взаимодействия капель с газом в процессе движения дисперсного потока в трубе Вентури.

Уравнения, описывающие рабочий процесс в скруббере:

Общее уравнение, описывающее движение частиц в объеме центробежного скруббера:

C f г U Vr dV r = V – (3.43) r4 dt d V 2V V r г U (W V ) 3 Cf =– + (3.44) r dt г U W z V z dV z = 3C f (3.45) dt Тангенциальная составляющая скорости газа в скруббере:

r ( H z) 2W Wt = (3.46) R ro H Осевая составляющая скорости газа определяется как:

Wz = 4Q / (3,14Dс2) (3.47) Поскольку газовый поток, поступающий в скруббер после трубы Вентури, насыщен влагой, то теплообмен в скруббере происходит только за счет взаимодействия газового потока с пленкой воды на стенке скруббера. В математической модели для теплообмена в скруббере были взяты эмпирические данные, полученные в работе 44.

где коэффициент теплообмена определяется по формуле:

H -0,87ReвхRe-0, = 7,186 (3.48) D H ор где- H = - относительная высота орошаемой части скруббера;

D Reвх= W вх D г.вх - число Рейнольдса для входного патрубка;

W ср D - число Рейнольдса для скруббера;

Re = При выполнении инженерных расчетов после определения коэффициента :

теплоотдачи подсчитывается вспомогательный параметр Н Т г.вх = (3.49) 81,081W ср Затем рассчитывается температура охлажденных газов:

(2 )(Т г.вх. 273) (Т вод.вх. Т вод.вых. 546) Тг.вых. = (3.50) Гидравлическое сопротивление скруббера вычисляется по следующей эмпирической формуле:

W вх [2 0,625(4.1 D Рскр= г (3.51) скр )] 2g Общее гидравлическое сопротивление золоуловителя определяется как:

РЗУ = РТВМ + РТВС + РСКР (3.52) Алгоритм вычислений.

Ниже представлены блок-схемы расчетов для трубы Вентури и для скруббера.

Соответствующие программы вычислении на компьютере представлены в приложениях А и Б.

1. Расчеты рабочего процесса в трубе Вентури:

Исходными данными являются:

Режимные параметры дымовых газов на входе в золоуловитель:

Тг – температура газов в °С;

Q - Объемный расход газов в М3/ ч;

Zn – зольность топлива в %, по нему рассчитывается исходная концентрация золы;

Спектр распределения золовых частиц по размерам задается следующей функцией:

(lg lg 50) lg dn exp (3.53) d (lg ) 2 lg 2 lg з где-, и 50 параметры, определяемые для каждого типа золы в работе[63].Спектрраспределениязолыэкибастузкогоугля представлена на рисунке 3.15.

Плотность распределения, кг/мкм м 5 15 25 35 45 55 65 75 85 Размер частицы золы, мкм Рисунок 3.15 – Спектр распределения частиц золы Экибастузского угля.

Параметры распыливания воды на входе в трубу Вентури:

Рф– давление воды на форсунке в кГ/см2 и диаметр выходного сопла форсунки dф в м. По этим параметрам рассчитывается расход воды qвв т/ч, распыливаемой на входе в трубу Вентури, а также спектр счетного распределения капель по размерам, задаваемой в следующем виде:

dN A exp( m ) 2 n (3.54) d где- параметры А, m и n определяются по указанным выше параметрам распыливания воды. Спектр массового распределения капель по размерам соответственно определяется следующим выражением:

dM dN ( к ) (3.55) d d На рисунке 3.16 представлены спектры массового распределения капель по размерам получающихся при распыливании воды форсунками с разными диаметрами выходных сопел при давлении 4 ати.

Плотность масс. распред.кг/мкм м3х 0 5 10 15 20 25 Размеры капель мкм х dc=25мм dc=30мм dc=18мм Рисунок 3.16 – Исходные спектры форсунок при Рф=4ати Результатами расчета в трубе Вентури являются:

Тг – температура газов на выходе трубы Вентури;

тв– эффективность улавливания золовых частиц на каплях воды (КПД золоулавливания в ТВ);

Ртв – гидравлическое сопротивление трубы Вентури.

2. Расчеты рабочего процесса в скруббере.

Исходными данными являются :

- режимные параметры газа на выходе из трубы Вентури в том числе теплофизические характеристики газового потока и спектр распределения золовых частиц - температура и расход воды на орошение стенок скруббера - геометрические параметры скруббера.

Результатами расчетов являются:

Тг – температура газов на выходе из золоуловителя;

зу – общая эффективность золоулавливания;

Рзу – общее гидравлическое сопротивление золоуловителя.

Кроме указанных основных данных результатами расчета также являются количество испаренной в золоуловителе воды и температура пульпы, вытекающей в чайник скруббера.

УКРУПНЕННАЯ БЛОК-СХЕМА АЛГОРИТМОВ РАСЧЕТА РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА В ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕ С ТРУБАМИ ВЕНТУРИ Исходные данные:

Исходные данные:

Рф,dф, Тгэ, Твэ, Ам, спектры зол.и капелгеометр.парам.ТВ Подготовка исх.

данных Расчет рабочего процесса в трубе Вентури Распечатка вых. дан.:

h, t, Gисп, Исходные данные для скруб. Файлы: t, Спектр зол.частиц.

В скруб.

Рисунок 3.17 – Блок-схема расчета рабочего процесса в ТВ tг,спектр золовых частиц Исх.дан: Геометрич.

характерист.скруб.

Расчет: траектории частиц золы, тепло – обмен газов с пленкой воды на стенке скруббера Выходные данные:

Эффективность Золоулавливания, температура газов на выходе.

Окончание Рисунок 3.18 – Блок-схема расчета рабочего процесса в скруббере РАЗРАБОТКА СПОСОБОВ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ РАБОТЫ ЗОЛОУЛОВИТЕЛЕЙ С ТРУБАМИ ВЕНТУРИ Анализ возможностей интенсификации процесса улавливания в мокрых золоуловителях с трубами Вентури показывает, что в принципе, можно на основе существующих мокрых аппаратов достичь эффективности золоулавливания близкой к 99% путем повышения расхода воды, идущей на орошение труб Вентури. Однако, происходящая при этом интенсификация процессов тепло-и-массообмена приводит к снижению температуры очищенных дымовых газов практически до величины точки росы по водяным парам. Это может привести к снижению надежности работы котлоагрегата в связи с опасностью образования отложений золы и кислотной коррозии газоходов. Одним из путей устранения указанных негативных явлений является подогрев очищенных дымовых газов до температуры, превышающей температуру точки росы минимум на гр.С. Такая технология с использованием для подогрева очищенных газов горячего воздуха, отобранного с воздухоподогревателя, была опробирована на нескольких котлоагрегатах ТЭЦ Казахстана [48,49]. Однако опыт показал, что использование такого способа повышения эффективности золоулавливания связано с значительными капитальными и эксплуатационными затратами, и как правило, приводит к снижению КПД работы котлоагрегата.

В связи с этим, возникает необходимость поиска способов по предотвращению переохлаждения дымовых газов в золоуловителе в условиях интенсивного орошения в трубах Вентури.

Охлаждение дымовых газов в мокром золоуловителе происходит за счет тепло-и массообмена между каплями воды, распыленной в трубе Вентури и теплообмена при взаимодействии газов с пленкой воды в скруббере. Широкий анализ влияния различных факторов на рабочий процесс в золоуловителе на основе натурных испытаний практически не возможен вследствие наличия большего количества взаимовлияющих параметров. В этой связи, для анализа процессов использовалась методика расчета рабочего процесса в золоуловителе, составленная на основе описания рабочего процесса в трубе Вентури, разработанной в работе 15, и дополненная математической моделью процессов улавливания, в скруббере, описанной выше, а также эмпирическими данными по теплообмену в скруббере, взятой.из работы 44], которые учитывают влияние как геометрических, так и режимных параметров.

4.1 Исследование возможности повышения эффективности золоулавливания при интенсивном орошении труб вентури и пониженном теплообмене в скруббере В качестве объекта для исследования был взят золоуловитель котла Е 65-39- ст.№2, использующем в качестве топлива Экибастузский уголь. Золоуловитель состоит из одного скруббера с предвключенной трубой Вентури. Схема золоуловителя представлена на рисунке 2.1, а геометрические параметры в таблице2.1.

Объем дымовых газов, поступающих в золоуловитель при нагрузке котла, близкой к максимальной, составляет 95000 м3/ч. Температура уходящих газов на входе в трубу Вентури составляла 140 °С.. Для орошения золоуловителя используется вода с температурой 10°С.

На рисунке 4.1 представлена расчетная зависимость эффективности золоулавливания от удельного расхода воды в трубе Вентури. Как видно из рисунка увеличение расхода воды в трубе Вентури однозначно приводит к росту эффективности золоулавливания. Там же представлены экспериментальные данные, полученные при испытаниях на действующем золоуловителе. Как видно из рисунка расчетные данные удовлетворительно аппроксимируют результаты эксперимента. Этот факт указывает на то, что методика расчета достаточно близко отражает реальные процессы, происходящие в золоуловителе.

В то же время, как показывают расчетные и экспериментальные данные, увеличение расхода воды в трубе Вентури неизбежно приводит к снижению температуры дымовых газов на выходе из золоуловителя. Как видно из рисунка 4.2, при расходах воды в трубе Вентури, обеспечивающих высокие показатели по эффективности золоулавливания, температура дымовых газов на выходе из золоуловителя падает до опасного, с точки зрения надежности работы котлоагрегата, уровня.

Как показывает анализ рабочего процесса, падение температуры в золоуловителе в основном происходит за счет тепло-и массообмена между каплями распыленной в трубе Вентури воды и дымовыми газами. Чем больше поверхность взаимодействия капель с газом, тем более интенсивней происходит процесс тело-и массообмена. Поэтому более тонкое распыливание воды в трубе Вентури, с целью повышения эффективности золоулавливания, приводит к переохлаждению газов [50]. Для повышения эффективности золоулавливания более предпочтительным оказывается грубодисперсный распыл воды в трубе Вентури высокопроизводительными форсунками при низких давлениях распыливания 51.

Эффективность золоулавливания в % 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0, Удельный расход в кг/м расчет опыт Рисунок 4.1 – Зависимость эффективности золоулавливания от удельного расхода воды в трубе Вентури Температура в град.С 0,00 0,20 0,40 0, Удельный расход в кг/м расчет опыт Линейная (расчет) Рисунок 4.2 – Влияние удельного расхода воды в трубе Вентури на температуру газов за золоуловителем Другим фактором, влияющим на интенсивность теплообмена в золоуловителе, является перепад температуры между дымовыми газами и орошающей водой.

На рисунке 4.3 представлена расчетная зависимость температуры дымовых газов после золоуловителя от температуры воды, подаваемой в трубу Вентури и отдельно от температуры пленки воды на стенках скруббера при температуре газов на входе, равном 140оС. Удельный расход воды поддерживался постоянным, равным 0,250 кг/м3. Как видно из рисунка, увеличение температуры воды, впрыскиваемый в трубу Вентури, практически не отражается на температуре дымовых газов на выходе из золоуловителя, в то время увеличение температуры воды, подаваемой на орошение стенок скруббера, однозначно приводит к росту температуры дымовых газов за золоуловителем. Это объясняется тем, что дополнительное тепло, вносимое водой в трубе Вентури, как видно из рисунка 4.4, в основном идет на интенсификацию испарения капель, и не отражается на теплообмене между газом и каплями воды.

Кроме того, интенсивное испарение капель приводит к значительному изменению спектра распределения капель по размерам. Крупные капли за счет испарения становятся мельче, а наиболее мелкие испаряются полностью, в результате чего концентрация капель в потоке уменьшается. Это в конечном итоге приводит к снижению интенсивности коагуляционного процесса в трубе Вентури.

Поскольку дымовые газы после трубы Вентури поступают в скруббер насыщенные влагой, то дальнейшее падение температуры в скруббере происходит в основном за счет теплообмена, обусловленного перепадом температуры между дымовыми газами и пленкой воды на стенке. Поэтому снижение перепада температуры между дымовыми газами и пленкой воды за счет повышения температуры воды, подаваемой на орошение стенки скруббера приводит к снижению теплообмена в скруббере и следовательно к росту температуры газов за золоуловителем.

Температура газов в град.С.

0 20 40 Температура воды в град.С.

ТВ СКР в трубе Вентури;

в скруббере Рисунок 4.3 – Зависимость температуры газов за золоуловителем от температуры воды Количество испаренной воды в т/ч 5 15 25 35 45 Температура воды в град.С Рисунок 4.4 – Влияние температуры воды в трубе Вентури на испарение Таким образом, использование для орошения стенок скруббера воды с температурой выше 50°С, как видно из рисунка 4.3, дает возможность повысить эффективность золоулавливания путем применения интенсивного орошения в трубе Вентури без переохлаждения дымовых газов в золоуловителе.

Для проверки такого способа повышения эффективности золоулавливания были проведены два натурных испытаний на действующем золоуловителе котла ст.№2. Опыты проводились при нагрузке котла, близкой к номинальной:

- Dп = 63т/ч. В качестве топлива использовался экибастузский уголь с зольностью Ар = 36,7% и теплотой сгорания Qнр = 4321 ккал/кг. Объем дымовых газов на входе в золоуловитель составлял Vдг = 94788 м3/ч.

Температура дымовых газов на входе в золоуловитель в среднем не превышала град.С. Акт по результатам испытаний представлен в Приложении В.

В действующей системе золоулавливания для орошения трубы Вентури была установлена вихревая форсунка № 1 с диаметром выходного сопла dс = 17,5 мм, конструкция и геометрические параметры, которой представлены на рисунке.2.2 и в таблице 2.2. Испытание проводилось при давлении на форсунке, равном 4 ати. Расход воды через форсунку, при указанном давлении, согласно данным, представленным на рисунке 2.4, составляет Gф = 8 т/ч и удельный расход воды в трубе Вентури, для расхода газов, при которых проводились испытания, равен 0,084 кг/м3. Увеличение расхода воды выше этого уровня при параметрах используемой форсунки и давлении воды не представлялось возможным вследствие переохлаждения дымовых газов. Количество золы в очищенных дымовых газах, замеренный за золоуловителем при указанных выше условиях, составил 0,219 т/ч, что соответствует эффективности золоулавливания 94,5 %.

Во втором опыте проверялась возможность повышения эффективности золоулавливания путем интенсивного орошения трубы Вентури при условии подачи подогретой воды (с температурой около 60оС) на орошение стенки скруббера.

Для перевода орошения трубы Вентури в интенсивный режим использовалась вихревая форсунка № 2 с диаметром сопла, равным dс= 25 мм с параметрами, приведенными в таблице 2.2. При проведении опытов давление распыливания на форсунке поддерживалось на уровне 3 ати. Расход воды при этом составляет приблизительно Gф = 23 т / ч, что соответствует удельному расходу qтв = 0,242 кг / м (что примерно в три раза больше значения для обычного режима орошения).

На пояс орошения стенки скруббера подавалась вода с температурой 60оС.

Как показали замеры, во время опытов с интенсивным режимом орошения трубы Вентури, концентрация золы в очищенных газах значительно уменьшилась, а эффективность золоуловителя достигла 98,4 %. При этом важно отметить, что температура очищенных дымовых газов сохранилась на безопасном уровне- tдг = град.С. Температура газов на выходе из золоуловителя при этом сохраняется на уровне 68оС.

Полученный показатель эффективности очистки дымовых газов при существующих геометрических параметрах золоуловителя и режиме работы котла является достаточно высоким.

Вместе с тем, известны попытки повышения эффективности золоулавливания за счет интенсивного орошения трубыВентури [48,49,50]. При таком способе удавалось достичь эффективности золоулавливания на уровне 98% и выше. Однако при уровнях температур на входе в золоуловители 140-150°С, при которых проводились работы, вследствие протекания интенсивных тепло-и массообменных процессов, температура дымовых газов на выходе из золоуловителя опускалась до опасного, с точки зрения конденсации влаги и последующей коррозии газового тракта, уровня.

Поскольку температура пульпы, вытекающая из золоуловителя, составляет как правило 50 °С, то для орошения стенок скруббера можно использовать воду, полученную путем осветления в гидроциклоне пульпы. Такая схема вторичного использования воды позволит утилизировать тепло, полученное водой в золоуловителе, и сделает такой способ повышения эффективности золоулавливания экономически целесообразным. Ниже приведено подробное описание системы использования пульпы для орошения стенки скруббера применительно к рассматриваемому паровому котлу.

Таким образом, использование такого метода повышения эффективности золоулавливания, позволит достичь высоких показателей без ущерба надежности работы котлоагрегата и при минимальных капитальных затратах.

На основе многолетних исследований во Всесоюзном Теплотехническом Институте им. Ф.Э. Дзержинского (ВТИ) [4] были разработаны общие рекомендации по выбору оптимальных режимных и геометрических параметров отдельных элементов золоулавливающей установки с трубами Вентури. В то же время, геометрические параметры рассматриваемого золоуловителя существенно отличаются от оптимальных значений. Так, например, диаметр скруббера выбирается из расчета, чтобы осевая скорость газового потока составляла не более 5 м/сек. Диаметр скруббера, находящегося в настоящее время в эксплуатации, согласно таблице 2.1, равен 2,95м, что соответствует осевой скорости газа в ней Wос ~ 4 м/сек.

Поскольку улавливание оставшихся после трубы Вентуризоловых частиц в скруббере определяется центробежными силами, возникающими при вращательном движении потока, то как отмечалось выше в главе 2, диаметр скруббера должен играть существенную роль в процессе очистки газов.

На рисунке 4.5 представлена расчетная зависимость эффективности золоулавливания рассматриваемого золоуловителя от диаметра скруббера. Расчеты проводились для условий номинального режима работы котла и при орошении стенки скруббера обычной водой при температуре 10оС. Удельный расход воды в трубе Вентури был взят равным 0,200 кг/м3.

98, 98, Эффективность золоулавливания в % 98, 97, 97, 97, 97, 96, 2,5 2,7 2,9 3,1 3,3 3, Диаметр скруббера в м Рисунок 4.5 – Влияние диаметра скруббера наэффективность золоулавливания Как видно из рисунка, вследствие уменьшения центробежной силы с увеличением диаметра скруббера, эффективность золоулавливания падает.

С увеличением диаметра скруббера, как видно из рисунка 4.6, температура дымовых газов за золоуловителем также снижается. Это объясняется тем, что с увеличением диаметра растет как время, так и поверхность контакта газового потока с пленкой воды на стенке.

Кроме того, с уменьшением диаметра пропорционально уменьшается периметр орошения стенки скруббера, что однозначно приводит к снижению количества воды, идущей на орошение скруббера.

С точки зрения достижения высоких показателей по золоулавливанию, и сохранения температуры газов за золоуловителем на допустимом уровне, для принятого номинального режима работы котлоагрегата, наиболее приемлемой представляется диаметр скруббера, равный 2,5 м. При таком значении диаметра средняя осевая скорость газов в скруббере с учетом охлаждения их в трубе Вентури до 95 град.С, составляет приблизительно 5 м/с, что соответствует значению, которое рекомендуется, как оптимальное.

Дальнейшее уменьшение диаметра скруббера, а следовательно увеличение средней осевой скорости газового потока, может привести к срыву водяной пленки и в результате выносу капель в поток. Кроме того, как показано на рисунке 4.7, уменьшение диаметра скруббера приводит к значительному росту гидравлического сопротивления, которое может превысить возможности дымососа по тяге.

Температура газов в град.С 2,5 3 3, Диаметр скруббера в м Рисунок 4.6 – Влияние диаметра скруббера на температуру газов за золоуловителем Как отмечалось в разделе 2, существенную роль играет также геометрия входного патрубка скруббера, а именно – соотношение высоты и ширины, при неизменной площади поперечного сечения. С точки зрения эффективности золоулавливания в скруббере предпочтительней иметь по возможности более узкую по ширине входной патрубок.

Однако при этом в целях сохранения площади поперечного сечения возникает необходимость увеличения высоты входного патрубка. Вместе с тем высота входного патрубка ограничивается конструктивными возможностями установки.

Гидравлическое сопротивление в мм.вод.ст.

2,5 3 3, Диаметр скруббера в м Рисунок 4.7 – Влияние диаметра скруббера на гидравлическое сопротивление золоуловителя Учитывая указанные выше обстоятельства для рассматриваемого золоуловителя целесообразно принять следующие геометрические параметры входного патрубка скруббера:

- ширина В = 0,45 м;

высота А = 2,8 м.

Что касается трубы Вентури, то для интенсификации коагуляционного процесса необходимо увеличить диаметр входного сечения трубы Вентури до 1,55м, при котором отношение площади входного сечения конфузора к площади горловины, достигнет значения, близкого к оптимальному.

Как показывают расчеты, в условиях интенсивного орошения трубы Вентури и при подаче горячей воды с температурой 60оС на пояс орошения скруббера, а также при изменении указанных выше геометрических параметров можно достичь эффективности золоулавливания, близкой к 99%. Температура газов на выходе из золоуловителя при этом сохраняется на уровне 68оС.

Все расчеты проводились для геометрических размеров трубы Вентури, находящейся в эксплуатации. Вместе с тем, для эффективного протекания коагуляционного процесса рекомендуется, чтобы площадь входного сечения трубы Вентури в три раза превышала площадь горловины. Исходя из этих соображений, были проведены расчеты с увеличенным до 1,55м диаметром входного сечения, которые показали, что можно достичь эффективности золоулавливания, приблизительно равной %. Температура газов за золоуловителем при этом остается близкой к допустимому уровню, 66,7 оС при условии подачи на пояс орошения скруббера горячей воды с температурой 60оС.

На основе проведенного анализа в целях достижения эффективности золоулавливания близкой к 99% предложено ввести следующие изменения в конструкцию золоулавливающей установки: - уменьшить диаметр скруббера до 2,5 м;

- изменить геометрию поперечного сечения входного патрубка скруббера приняв высоту А = 2,8 м, а ширину В = 0,45 м.

- увеличить диаметр входного сечения трубы Вентури до 1,55 м.

- для орошения трубы Вентури использовать форсунку №2 с dс=25 мм;

- для орошения стенки скруббера использовать оборотную систему, включающую гидроциклон для осветления пульпы и догревание осветленной воды до 60оС.

Система оборотного снабжения горячей водой скруббера золоуловителя (см. рис 4.8 на примере золоуловителя котла ст.№2 ТЭЦ-1).

Как было показано выше, для повышения эффективности золоулавливания до 99% путем интенсивного орошения труб Вентури в золоулавливающей установке котла ст.№2, необходимо подавать на орошение стенки скруббера воду с температурой 60оС.

Как показывают расчетные данные, а также непосредственные измерения, температура отработанной в золоуловителе воды, которая вытекает из золоуловителя, составляет около 50оС. Однако эта вода представляет собой пульпу, содержащую золу, уловленную в золоуловителе. Концентрацию золы в пульпе можно рассчитать следующим образом:

При зольности топлива Wр =36,7 % (см. акт испыт. в прилож.В) Массовый расход золы, поступающий с дымовыми газами в золоуловитель составляет Gз1=4 т/ч. При эффективности золоулавливания h = 99% в золоуловителе улавливается Gз2=3,6 т/ч золы.

Расход воды при интенсивном орошении трубы Вентури форсункой №2 при давлении 3 кГ/см2 составляет согласно расходной характеристике на рисунке3.4 Gвтв= т/ч.

Ранее также было рекомендовано уменьшить диаметр скруббера до Dскр=2,5 м.

Для создания устойчивой пленки на стенке скруббера необходимо согласно работе [44] обеспечить расход воды на пояс орошения, равный Gвскр = 1,584 Dскр.

Следовательно Gвскр= 4 т/ч.

Таким образом, общий расход воды в золоуловителе составляет:

Gвзу= Gвтв+Gвскр=27 т/ч (4.1) Концентрация золы в пульпе в этом случае составит:

Кз.пул.=Gз2/Gвзу=3,6/27=0,133 кг/л (4.2) Для осветления пульпы используются гидроциклоны. Выбор и расчеты основных параметров гидроциклонов рассмотрен в работах [60, 61, 62]. Согласно этим работам расход осветленной части воды Gосв в 10 раз превышает расход сгущенной пулпы, т.е.

Gпул.вх.=Gосв+Gосв/10.

Как показано выше расход воды для орошения скруббера или требуемое количество осветленной воды составляет 4 т/ч.

Таким образом, количество пульпы, отбираемой из под золоуловителя для осветления в гидроциклоне составляет: Gпул.вх= 4,4 т/ч = 4,4 м3/ч.

Далее поскольку температура пульпы составляет 50оС, то необходимо осветленную воду догреть до 60оС. Для этого используется теплообменник типа труба в трубе с противоточным течением теплоносителя и осветленки. В качестве теплоносителя используется вода с температурой 90оС.

Ниже на рисунке представлена схема оборотного снабжения скруббера горячей водой.

t’1=90оС о t”2=60 С Теплообменник t’2=50оС t”1=65оС Насос Р=2ати Гидроциклон G=4,4т/ч Рисунок 4.8 - Схема оборотного водоснабжения скруббера dсл dвх Lцил L сл Dц b Lкон dн Рисунок 4.9 - Геометрические параметры гидроциклона Расчет геометрических параметров.

Исходные данные: Расход пульпы на входе – Gпул = 4,4 т/ч - Рвх = 2 кГ/ см Давление на входе 0,017 Gппу 0,029 м 30 мм dвх = (4.3) Рвх Dц = 5 dвх = 150 мм;

Lц = 0,5 Dц = 75 мм dвв 38 мм dсл = (4.4) 0, Dц 60 мм Lсл = (4.5) 2, dсс b = 20о 15 мм ;

dн= (4.6) 2, Расчет теплообменника. [63, 34] t’ t” К скрубберу d L D t ’ t” От гидроциклона Исходные данные: Теплоноситель: вода с t’1 = 90оС;

t”1= 65оС t’2 = 45оС;

t”2 = 60оС;

Осветленная вода:

G2 = 6 т/ч = 1,666 кг/с Ср2 =4,19 кДж/(кг ос) Количество тепла для нагрева осветленной воды с 50оС до 60оС:

Q = G2Cp2 ( t”2 – t’2 ) = 1,66 4,19 (60 – 45 ) = 104,75 кВт (4.7) Расход теплоносителя Q 104, 1 кг/с = 3,6 т/ч G1 = (4.8) 4,19(90 65) c p (t1 t1) ' " D = 60 мм;

d = 30 мм;

dст = 2,5 мм;

dн = 35 мм;

lст = 45 Вт/(моС) Данные для расчетапротивоточного теплообменника типа «труба в трубе»

Диаметр трубы теплоносителя м 30мм d 0, Толщина стенки внутр.трубы теплносит. dст м 2,5мм 0, Наруж диаметр труб.теплонос. dн=d+2dст0,035 м 35мм Коэффиц.теплопроводн стенки труб теплон lст Вт/мгрС Число Прандтля стенки Prcт 3, Диаметр трубы осветленки м 60мм D 0, Эквивалентный диаметр кольц кан. Dэ м 25мм 0, Температура осветленки на входе грС t2' Температура осветленки на выходе грС Расход осветленки кг/с4 т/ч G2 1, Удельная теплоемкость воды Ср кДж/кг грС 4, Количество тепла для нагрева осветлен. кВат Q 46, Температура теплоносителя на входе грС t1' Температура теплоносителя на выходе грС t1" Расход теплоносителяG1=Q/(Cp(t1'-t1"))0,55 кг/с 2 т/ч Средняя температура теплонос. t1ср=(t1'+t1")/280 грС Плотность теплоносителя r1 кг/м Коэффициент теплопроводноститеплонос. Вт/м грС l1 0, Коэффициент кинематической вязк.теплн. м2/с n1 3,90E- Число Прандтля теплоносителя Pr1 2, Средняя температура осветленки t2ср=(t2'+t2")/255 грС Сред разн темпер тепл и осв Dtср=(t1ср+t2ср)/2t2ср25грС r Плотность осветлителя осветленки кг/м r2 Коэффициент теплопроводности осветл. Вт/м грС l2 0, Коэффициент кинематической вязк осветл n2 м2/с 5,60E- Число Прандтля осветленки Pr2 3, Скорость теплоносителя W1=4G1/(3,14*d^2*r1)0,8000879м/с Скорость осветленки W2=4G2/(3,14*(D^2 м/с W2=4G2/(3,14*d^2*r2) d^2)*r2) 0, Число Рейнольдса теплоносителя Re1=W1*d/n1 6,15E+ Число Рейнольдса осветленки Re2=W2*D/n2 5,63E+ Чис Нус тепл.Nu1=0,021*Re1^0,8*Pr1^0,43*(Pr1/Prст) 1,41E+ Чис Нус осв.Nu2=0,021*Re2^0,8*Pr2^0,43*(Pr2/Prст) 2,18E+ Коэффиц.теплоотд.теплоносит. a1=Nu1*l1/n1 Вт/м2 грС l1/d 3,14E+ Коэффиц.теплоотд. Осветл. a2=Nu2*l2/n2 2/Dэ Вт/м2 грС 5672, Коэфф. Теплопередачи К=1/(1/a1+dст/lст+1/a2) Вт/м2 грС 1,82E+ Тепловой поток q Вт/м 4,54E+ Требуемая площадь теплообмена м S 1,01E+ Длина теплообменника м L 9, 4.2 Исследование возможности повышения эффективности работы золоуловителей с трубами Вентури в условиях повышенных температур дымовых газов на входе В настоящее время большинство водогрейных котлов теплопроизводительностью 100 Гкалл/час и выше оборудованы золоуловителями с трубами Вентури.

В результате проведенных ранее реконструкций отдельных элементов котлов и перевода на сжигание экибастузского угля, режимы работы котлов существенно изменились. Так в частности, максимальная тепловая нагрузка котлах ст.№7 и №5 (водогрейные котлы) ТЭЦ- составляет в настоящее время 70- 75 Гкал/ч, что на 30% ниже номинальной производительности, а температура уходящих газов перед золоуловителями превышает 250оС. При этом, геометрические параметры золоуловителей оставались неизменными. В итоге золоуловители водогрейных котлов работают в нерасчетном режиме, и, следовательно, нельзя ожидать от них высоких показателей по золоулавливанию, даже при переходе на интенсивный режим орошения.

В связи с этим, проводится анализ рабочего процесса в золоуловителях с трубами Вентури и выявление возможностей повышения эффективности золоуловителей, работающих в условиях повышенных температур дымовых газов на входе.

На рисунке 4.10 представлены данные испытаний существующих золоуловителей водогрейных котлов ст.№5 и 7. (Акты испытаний представлены в Приложении В).

КПДзолоулавливания, % зу.к.№ зу.к.№ 0 0,1 0,2 0, Удельный расход воды в ТВ, кг/м Рисунок 4.10 – Зависимость КПД золоулавливания от удельного расхода воды в трубе Вентури Как видно из рисунка даже при интенсивном орошении труб Вентури (q 0, кг/м3) эффективность золоулавливания составляет около 95%.

С другой стороны, как видно из рисунка 4.9, температура газов за золоуловителем даже при интенсивном орошении не опускалась ниже 80оС.

Температураза ЗУ, грд.С 80 зу к.№ зу к.№ 0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0, Удельный расход воды в ТВ, кг/м Рисунок 4.11 – Зависимость температуры газов за ЗУ от удельного расхода воды в ТВ В связи с этим возникает необходимость выяснить причину относительно низких показателей эффективности золоулавливания при интенсивном орошении трубы Вентури в условиях повышенных температур дымовых газов (250°С) на входе в золоуловитель.

Для анализа использовалась математическая модель рабочего процесса в мокрых золоуловителях с трубами Вентури, представленная выше.

В качестве объекта для моделирования рабочего процесса был взят золоуловитель котла КВТК-100-150 ст. № 5 ТЭЦ-1 АО «Астана-Энергия», который состоит из двух параллельных ветвей с вертикальными трубами Вентури круглого сечения и центробежными скрубберами. Геометрические параметры золоуловителя представлены в таблице 2.1. Распыливание воды на входе в трубы Вентури осуществлялось центробежными форсунками с повышенным расходом воды.

В силу указанных выше причин, нагрузка котла не превышала 75% от номинального, при этом расход дымовых газов на входе в золоуловитель составлял 250000 м3/ч, а температура уходящих газов достигала 250°С и выше. В качестве топлива использовался Экибастузский уголь с зольностью порядка 40%. Температура орошающей воды принималась равной 10оС.

На рисунке 4.10 представлена расчетная зависимость эффективности золоулавливания от удельного расхода воды на входе в трубы Вентури.

Следует отметить, что при расчетах предполагалось, что изменение расхода воды производилось без изменения тонкости распыла, т.е. модальный размер функции массового распределения капель по размерам сохранялся неизменным, равным 700 мкм, который на практике обычно получался при сравнительно низких давлениях распыливания (Р фор=4-5 ати). Как видно из рисунка хотя эффективность золоулавливания увеличивается с ростом удельного расхода воды на входе в трубы Вентури, тем не менее, темп роста эффективности золоулавливания в пересчете на абсолютный расход воды составляет приблизительно 0,0134% при увеличении расхода воды в 1 т/ч, что является весьма низким. Согласно данным на рисунке 4.10 для достижения эффективности золоулавливания, близкой к 99% потребуется расход воды на входе в трубы Вентури, равный около 125 т/ч, что в реальных условиях, принимая во внимание ограниченность системы подачи воды, не представляется возможным осуществить.

99, Эффективность золоулавливания в % 98, 97, 96, 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0, Удельный расход воды в кг/м Рисунок 4.12 – Зависимость эффективности золоулавливания от удельного расхода воды на входе в ТВ Таким образом, расчетные данные подтверждают низкую эффективность применения интенсивного орошения трубы Вентури в условиях повышенных температур газов на входе в золоуловитель, полученную ранее (см.рисунок 4.8) при натурных испытаниях золоуловителей.

Вместе с тем как показывают экспериментальные данные [50], полученные при температурах на входе в золоуловитель не превышающих 140-150°С, эффективность золоулавливания на уровне близкой к 99% достигается уже при удельных расходах воды 0,25 – 0,3 кг/м3.

На рисунке 4.13 показана зависимость эффективности золоулавливания от температуры дымовых газов на входе в золоуловитель при удельном расходе воды в трубеВентури, равном 0,285 кг/м3.

Эффективность золоулавливания,% 98, 97, 60 100 140 200 250 Температура газов, гр.С Рисунок 4.13 – Зависимость КПД золоулавливания от температуры газов на входе в ТВ Указанная выше зависимость объясняется влиянием температуры дымовых газов на спектр распределения капель по размерам, получающихся в результате вторичного дробления капель в районе горловины трубы Вентури. Повышение температуры дымовых газов на входе в трубу Вентури заметно снижает эффективность вторичного дробления капель, что приводит к понижению счетной концентрации капель в потоке, а следовательно снижает эффективность улавливания золовых частиц на каплях..

Вторичное дробление капель определяется критерием Вебера [56]:

du We = (4.9) где - – плотность газа;

dк – диаметр капель;

u – относительная скорость капель;

– коэффициент поверхностного натяжения капли.

Как показано в работе [56] дробление капель в условиях трубы Вентури наступает при достижении критерии Вебера значения, в среднем равного 15. Поскольку с повышением температуры дымовых газов плотность их падает, то согласно формуле (4.9)падает соответственно критерии Вебера и все большее число капель не подвергается вторичному дроблению.

На рисунке 4.14 представлен спектр распределения капель для форсунки с диаметром выходного сопла 30 мм, распыливающей воду под давлением 4 ати на входе в трубу Вентури.

распределения, кг/мкм м Плотность массового 0 500 1000 1500 2000 2500 Размеры капель в мкм Рисунок 4.14 – Исходный спектр на входе в ТВ для форсунок с dc =30 мм На рисунке 4.15 изменение спектры капель в результате вторичного дробления капель в трубе Вентури при различных температурах дымовых газов на входе. Как видно из рисунка 4.15, температура дымовых газов заметно влияет на деформацию исходного спектра распределения капель по размерам, причем с понижением температуры деформация спектра становится более значительным. Так при температуре газов на входе, равном 60 оС, капли размером выше 1700 мкм полностью распадаются на более мелкие капли, тем самым увеличивая количество мелких. В то же время при температуре газов, равном 250 оС, спектр капель претерпевает незначительное изменение, которое обусловлено не вторичным дроблением, а за счет испарения мелких капель.

Спектры распределения капель по размерам за ТВ при Твх=250грС Плотность распределения, кг/(мкм м3) 50 250 450 650 850 1050 1250 1450 1650 1850 2050 2250 Размеры капель, МКМ Спектры распределения капель по размерам за ТВ при Твх=140грС Плотность массового распределения, кг/(мкм м3) 50 250 450 650 850 1050 1250 1450 1650 1850 2050 2250 Размеры капель, МКМ Спектры распределения капель по размерам за ТВ при Твх=60грС.

Плотность массового распределения, кг/(мкм м3) 50 250 450 650 850 1050 1250 1450 1650 1850 2050 2250 Размеры капель, МКМ Рисунок 4.15 – Изменение исходного спектра капель в ТВ в зависимости от температуры газов на входе На рисунке 4.16 представлена расчетная зависимость количества испаренной в трубе Вентури влаги от температуры дымовых газов на входе в трубу Вентури.

Количество испаренной влаги в т/ч 50 100 150 200 250 - - Температура газов в град.С Рисунок 4.16 – Зависимость количества испаренной в ТВ влаги от температуры газов на входе Как видно из рисунка, с ростом температуры газов на входе в трубу Вентури увеличивается количество испаряемой влаги и при температуре газов 300 С оно достигает почти 20% от количества воды, подаваемой на вход трубы Вентури. В то же время при низких температурах (60 – 100 °С) наблюдается обратное явление – конденсация влаги из дымовых газов на каплях (данные со знаком минус).

Испарение капель является дополнительным фактором, снижающим эффективность золоулавливания, поскольку это приводит к уменьшению числа капель, участвующих в коагуляционном процессе в трубе Вентури влаги.

Таким образом, снижение эффективности золоулавливания при повышении температуры дымовых газов на входе вызвано как уменьшением вторичного дробления капель, так и усилением испарения воды, распыленной на входе в трубу Вентури.

С другой стороны, как видно из рисунка 4.15, повышенные температуры дымовых газов на входе в золоуловитель при одинаковых удельных расходах воды (q = 0,285 кг/м3) приводят к повышению температуры газов за золоуловителем. Это дает возможность достичь достаточно высоких уровней эффективности золоулавливания путем повышения удельных расходов воды.

Таким образом, оптимизация рабочего процесса золоулавливания с целью получения максимально возможного значения эффективности золоулавливания при приемлемых температурах дымовых газов на выходе состоит в том, чтобы найти способы интенсификации вторичного дробления капель в трубе Вентури при сохранении температуры дымовых газов на выходе из золоуловителя на уровне, близкой 67- 80С.

Температура на выходе в град С 50 100 150 200 250 Температура на входе в град С Рисунок 4.17 – Влияние температуры газов на входе на температуру на выходе из золоуловителя Процессы коагуляции золовых частиц с каплями распыленной воды, а также дробление самих капель существенно зависят от величины относительных скоростей в трубе Вентури. Величины относительных скоростей в свою очередь зависят от степени неравномерности движения потока. Неравномерность движения потока в трубе Вентури формируется в основном за счет изменения площадей поперечного сечения. В частности в конфузоре, где в основном происходит вторичное дробление капель, относительные скорости определяются отношением площади входного сечения конфузора к площади горловины n.

На рисунке 4.18 представлено изменение спектра распределения капель по размерам, получающихся в результате дробления капель, в зависимости от отношения площади входа к площади горловины.

Как видно из рисунка, с увеличением n с существующего значения до величины 3, спектр капель за горловиной, получающийся в результате дробления, сдвигается в сторону мелких капель, что сопровождается увеличением их счетной концентрации в потоке.

Таким образом, увеличение диаметра входного сечения трубы Вентури с существующего значения 1,5 м до 1,75 м, с целью увеличения nc 2,25 до 3 может также привести к росту эффективности золоулавливания.

В соответствии с указанными рекомендациями была проведена реконструкция входных участков конфузоров. Как видно из данных натурных испытаний, представленных на рисунке 4.18, эффективность золоулавливания после реконструкции значительно возросла, по сравнению с тем, что было до реконструкции.

Спектр распределения капель за горловиной ТВ при n=3 (Dвх=1.73 м) Плотность массового распределения 0 2 4 6 8 10 Размеры капель в мкм х Спектр распределения за горловиной ТВ при n=2,25 ( Dвх=1.5 м.) Плотность массового распределения 0 2 4 6 8 10 12 Размеры капель в мкм х Рисунок 4.18 – Влияние n=Sвх/Srop на формирование спектра капель в ТВ 98, 97, КПД золоулавливания, % 96, 95, 94, 0,2 0,3 0, Удельный расход воды в ТВ, кг/м до реконс. после реконст Рисунок 4.19 – КПД золоулавливания ЗУ к.№5 до и после реконструкции Вместе с тем температура газов на выходе из золоуловителя не опускалась ниже о 70 С.

Таким образом, реконструкция конфузора с целью увеличения отношения площади входного сечения к площади горловины до значеия, равного 3 значительно повысила эффективность золоулавливания при сохранении температуры газов на выходе из золоуловителя на безопасном уровне.

Наиболее эффективным способом интенсификации вторичного дробления является повышение скоростей газа в горловине трубы Вентури. Как отмечалось выше, котлы в силу ряда причин работают при пониженных нагрузках, что влечет за собой снижение расхода дымовых газов. В рассматриваемом котлоагрегате, расход уходящих дымовых газов составляет 250000 м3/ч, вместо 300000 м3/час при номинальном режиме работы котла. Вместе с тем диаметр горловины был рассчитан на номинальный расход дымовых газов.

В связи с этим возникает идея организации подсоса наружного воздуха на входе в золоуловитель. Это даст возможность с одной стороны повысить скорость газов горловине трубы Вентури, тем самым интенсифицировать вторичное дробление капель, а с другой стороны несколько снизить температуру газов на входе за счет смешивания подсасываемого наружного холодного воздуха. В рассматриваемом случае, можно организовать подсос 50000 м3/ч наружного воздуха. Поскольку отопительные котлы, как правило, работают в холодное время года, то температура наружного воздуха в среднем не превышает 10° С. Расчеты по тепловому балансу показывают, что температура смеси дымовых газов и наружного холодного воздуха при этом составит приблизительно 203С.

Следует отметить, что увеличение расхода газа через золоуловитель также приведет к росту эффективности золоулавливания в скруббере.

Как показывают расчеты с помощью математической модели, в случае подачи 50000 м3/ч наружного воздуха с температурой 10 С на входе в золоуловитель и интенсивном орошении трубы Вентури (q 0,3 кг/м3) эффективность золоулавливания составит 98,97%, а температура газов на выходе из золоуловителя будет 81 С.

Таким образом, в условиях работы золоуловителей при низких нагрузках котла и повышенных температурах уходящих газов, эффективность золоулавливания может быть повышена путем применения интенсивного орошения и организации подсоса наружного воздуха на входе в трубу Вентури.

Как видно из рисунка 4.8, эффективность золоулавливания золоуловителя котла ст.№7 заметно ниже, чем у золоуловителя котла ст.№5. Это объясняется тем, что некоторые геометрические параметры золоуловителя значительно отличаются от тех величин, при которых, как указывалось выше, наблюдаются высокие показатели по эффективности золоулавливания. Так в частности ширина входного участка скруббера золоуловителя котла №7 составляет 1,52 м, в то время как у золоуловителя котла №5 она составляет 0,52 м.

В разделе 3 с помощью математической модели было показано, что чем уже входной участок, тем выше эффективность золоулавливания в скруббере.

Кроме того, отношение входного сечения конфузора к площади горловины у золоуловителя котла №7 составляет приблизительно 2,1, что значительно ниже оптимального значения, равного 3.

Проведенный выше анализ позволил разработать следующие технические предложения по реконструкции существующих золоуловителей водогрейных котлов с целью достижения эффективности золоулавливания, близкой к 99% :

Увеличить диаметры входных сечений конфузоров до 1,75 м.

1.

Ширина входных патрубков скруббера должна составлять не более 2.

0,5 м, а высота увеличена до 2,4 м.

На входе в золоуловитель необходимо организовать подсос 3.

наружного воздуха в объеме около 50000 м3.

Для орошения труб Вентури использовать центробежные форсунки 4.

№3 с диаметром сопел 30 мм. Давление на форсунках не ниже 4 ати.

ЭКОЛОГИЧЕСКАЯ И ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ТЕХНИЧЕСКИХ ПРЕДЛОЖЕНИЙ В связи с вступлением в силу Экологического Кодекса Республики Казахстан и технического регламента «Требования к эмиссиям в окружающую среду при сжигании различных видов топлива на котлах тепловых электростанций» ужесточились требования к качеству выбросов вредных веществ в атмосферу. Выполнение сравнительно дешевой реконструкции существующих золоуловителей ТЭЦ-1 АО «Астана - Энергия» с заменой их на установку интенсивного орошения принесет огромную пользу в деле оздоровления окружающей среды города Астаны.

Учитывая существующую финансовую обстановку в период мирового экономического кризиса и то, что ТЭЦ-1, как тепловой источник, отработавший свой технический ресурс, в перспективе будет заменен на более совершенный (в части очистки дымовых газов), предложенная в данной работе идея позволит не только по хозяйски использовать средства, но и значительно сократить выброс загрязняющих веществ в атмосферу.

Государственный природоохранный механизм приводит в движение деятельность крупных промышленных предприятий (к ним, несомненно, относятся и ТЭС) в части решения вопросов по внедрению эффективных природоохранных мероприятий.

Для определения фактического загрязнения окружающей среды ТЭС создаются лаборатории для ведения постоянного производственного контроля. На базе данных производственного контроля и определяется необходимость внедрения того или иного мероприятия, доведение качества выбросов предприятия до предельно допустимой величины. В выборе внедряемого мероприятия учитывается его экономическая эффективность.

Для достоверности показателей загрязнения окружающей среды, и оценки результативности своей экологической деятельности в 2007 году на АО «Астана Энергия» внедрена система экологического менеджмента качества ИСО 14001. В данном виде деятельности задействован персонал всех цехов, что позволяет путем выполнения внутренних аудиторских проверок постоянно контролировать деятельность подразделений в части влияния на окружающую среду и предотвращать отрицательные результаты.

На предприятии разработаны текущие природоохранные мероприятия, выполняемые за счет собственных средств и перспективные (реконструкция ТЭЦ-1), которые будут выполняться за счет средств государства.

При достижении определенного уровня снижения воздействия на окружающую среду от этих предприятий доля их участия в общем загрязнении природы становится значительно меньше и по отдельным ингредиентам может оказаться незначительной по сравнению с другими источниками. Этот вывод наиболее наглядно проявляется в загрязнении атмосферы, особенно городов, пылевыми частицами. Основными источниками пыли в городах, (особенно в крупных мегаполисах Казахстана) становятся:

автомобильный транспорт (круглогодично), строительство, производство строительных материалов, теплоисточники (сжигающие уголь), промышленные предприятия, пыль, поступающая вместе с потоками воздуха, из окружающих город полей в сезоны по обработке почвы (особенно в регионах, где нет леса (пыль от этого вида почвы практически не осаждается и сохраняется в воздухе очень долго. При дожде, эта пыль вместе с каплями осаждается и становится источником вторичного пыления), перенос выбросов от домашних печей окраин и близлежащих поселков (в отопительный период).

При ранжировании по доле в общем загрязнении атмосферы города они могут распологаться в следующем порядке: автомобильный транспорт (за счет вторичного пыления от дорожной пыли) – 60%, строительство 20%, ТЭС на угле – менее 10%, перенос от полей и поселков 5-10%, промышленность - 5%,. Прямой оценкой достоверности такого распределения объемов запыления может служить достаточная чистота атмосферы поздней ночью, когда движение автомобильного транспорта снижается многократно, в то время как объекты электро и теплоснабжения снижают свою производительность незначительно (только на величину пиковых нагрузок).


На ТЭЦ-1 намечается модернизация части котлов и расчёт по каждому котлу может оказаться не совсем достоверным поэтому расчёт выбросов золы выполняется в целом по ТЭЦ-1. Расчет экономической эффективности выполним на базе показателей работы предприятия в 2006 году. В этот период на ТЭЦ-1 сжигалось 206.195 тыс. тонн экибастузского угля с зольностью 40%. При этом образовано 82.5 тыс. тонн золы и шлаков. Из них 5% золы и шлака или 4.5 тыс. натуральных тонн улавливается в котле [56] золоуловители поступает 78 тыс. тонн летучей золы. Эффективность работы зололуловителей разных котлов несколько различаются. В связи с этим расчёт выполнялся для разных вариантов эффективности улавливания золы действующей системы золоулавливания: для - 92%, для - 94%, для - 96%. Для модернизированной системы степень улавливания золы принят равным 98%.

При эффективности работы золоуловителей:

92% - в атмосферу поступило:

золы угольной -6.24 тыс. натуральных т.золы/год 94% - в атмосферу поступило:

золы угольной -4.68 тыс. натуральных т золы/год 96%- в атмосферу поступило золы угольной -3.12 тыс. натуральных т золы/год 98% - в атмосферу поступило золы угольной- 1.56 тыс. натуральных тонн/год.

Внедрение проекта на действующих котельных агрегатах в настоящее время является актуальным мероприятием с точки зрения оздоровления атмосферы города и районов, попадающих в зону рассеивания выбросов загрязняющих веществ ТЭЦ-1.

Мероприятие «Модернизация существующих золоуловителей ТЭЦ-1 с повышением степени улавливания золы до 98%» позволит заметно сократить выбросы в атмосферу золы и по котлу №5 включено в городскую программу «Здоровая окружающая среда города Астаны» на 2008 год 5.1 Расчет эколого-экономического эффекта от внедрения технических предложений на ТЭЦ- Расчет выполняется для нескольких вариантов степени очистки при прочих равных условиях.

Таблица 5.1 – Данные для расчета Существующая Модернизированн Наименование система очистки газов. ая система очистки Расход угля (факт) за 225000 2005 год, тн/год Расход мазута (факт) 513,79 513, тн/год Рабочая зольность 40.0 40. топлива (угля), % Среднее значение 4,28 4, горючих в уносах, % К.п.д. ЗУУ по золе, % 92,0 98, 94. 96. К.п.д. по окислам серы, 3 % Мехнедожег, % 3,4 3, 5.1.1. Выбросы золы В опытных инструментальных замерах, проводимых на золоуловителях ТЭЦ-1, выявлена зависимость изменения концентрации диоксида серы (в сторону уменьшения) от роста расхода орошающей воды.. При неизменном значении рН орошающей воды к.п.д.

по улову диоксида серы колеблется от 3 % в обычных установках до 9% в установках интенсивного орошения. Однако, в данной работе, целью которой было исследование влияния интенсивности орошения на степень улова золы, при расчете экономической эффективности будем считать, что объём газообразных выбросов через золоуловитель остался на прежнем уровне. Т.е. определяется экономическая эффективность только от повышения к.п.д. установки по улову золы и соответственно изменениюее количества, поступающего в атмосферу.

С увеличением степени улавливания золы и сокращении ее выбросов в атмосферу при применении установки интенсивного орошения, естественно, увеличивается объем складирования золошлаковых отходов в золоотвалах теплоэнергетического предприятия.

Это обстоятельство повлияет на увеличение затрат за складирование золошлаковых отходов относительно первоначального варианта. Однако если рассматривать два вида загрязнения экосистемы:

выбросы золы в атмосферу;

или и размещение ее в золоотвале, откуда она может извлекаться и повторно использоваться в народном хозяйстве для изготовления строительных материалов и покрытия дорог, то для окружающей среды будет гораздо лучше второй вариант.

Для точного определения экономической эффективности предложенного технического решения из объема образования золошлаковых отходов можно вычесть их количество переданное потребителю. Однако в нашем случае из-за того, что не известен плановый объем потребления ЗШО из расчета не исключены затраты на размещение отходов, которые возможно будут переданы потребителю.

В зависимости от эффективности улавливания золы, как было показано выше, в атмосферу поступило следующее количество золы:

92% =6.24 тыс натуральных тонн золы/год 94%= 4.68 тыс. натуральных тонн золы/год 96%=3.12 тыс.натуральных тонн золы/год 98%=1.56 тыс. натуральных тонн золы/год Выброс золы после модернизации золоуловителей и достижении эффективности улавливания золы 98% составит:

1.56 тыс.натуральных тонн золы/год.

5.1.2. Платежи Платежи за размещение дополнительных объёмов золы в хранилище при повышении степени улавливания до 98% (считается, что образование шлаковых отходов остаётся без изменений) составит:

от 92% до 98%:

6.24 - 1.56= 4.68 тыс. натуральных тонн золы/год и расходы на размещение в золоотвале этого дополнительного объёма при цене 78тг/ натуральная тонна золы составят:

4680тонн х 78 тг= 365 040 тг/год от 94% до 98% составит:

4.68 – 1.56 =3.12 тыс. натуральных тонн золы/год и дополнительные затраты составят:

3120 х 78тг = 243 360 тг/год от 96% до 98% составит:

3.12 -1.56 = 1.56 тыс. натуральных тонн золы/год и дополнительные затраты составят:

1560 х 78тг = 121 680 тг/год 5.1.3. Снижение экологических платежей Расчет выполнен с применением базовых ставок платы за загрязнение окружающей среды на 2007 год, утвержденных приказом Министра охраны окружающей среды Республики Казахстан от 04.10.2006 года №295-П.

Ставка экологических платежей за выброс условной тонны золы составляют тг/усл.тонна. Коэффициент перевода натуральной тонны золы в условную тонну К=0. (К=1/ПДК СС), где ПДК СС среднесуточная предельно - допустимая концентрация твердых частиц в атмосферном воздухе, которая равна 10,0 мг/м 3, за размещение золошлаковых отходов IV класса токсичности – 78 тенге за тонну.

При увеличении степени улавливания золы:

от 92% до 98% сумма платежей за выбросы снизятся на (6240 – 1560) тыс.нат.тонн/0.1 х 326 тг/усл.тн= 15 256 800тг/год;

С учётом возрастания платежей за хранение дополнительных объёмов золы «чистое» снижение экологических платежей составит:

15 256 800 – 365040 = 14 900760тг/год от 94% до 98% сумма платежей за выбросы снизятся на:

(4680 – 1560)тыс.нат.тонн/0.1 х 326 тг/усл.тн = 10 171 200тг/год;

«Чистое»

снижение экологических платежей составит:

10 171 200 – 243360 = 9 927 840 тг/год от 96% до 98% сумма платежей за выбросы снизятся на (3120 – 1560) тыс.нат. тонн/0.1 х 326 тг/усл.тн = 5 085 600тг/год. «Чистое»

снижение экологических платежей составит:

5 085 600 – 121680 = 4 963 920 тг/год 5.1.4. Определение общей экономической эффективности природоохранного мероприятия Расчет выполнен по методике, изложенной в пособии по составлению рабочего проекта [57].

Общая экономическая эффективность определяется с целью:

-характеристики фактической и планируемой затрат на действующих предприятиях;

Показателем общей (абсолютной) экономической эффективности (ПОЭЭ) природоохран6ных затрат является отношение годового объема полного экономического эффекта к общим (приведенным) затратам, обусловившим его получение:

ПОЭЭ = Э/К хЕ +С, где: Э экономический эффект от природоохранного мероприятия (тыс. тнг/год);

К – капитальные вложения в строительство основных фондов природоохранного назначения (тыс. тнг);

Ен – нормативный коэффициент сравнительной эффективности капитальных вложений природоохранного значения (Ен = 0,12) С – годовые эксплуатационные расходы по содержанию и обслуживанию основных фондов природоохранного назначения (тыс.тнг/год).

При модернизации существующих золоуловителей по предлагаемой методике капитальных вложений в строительство основных фондов не предусматривается. Работы по модернизации выполняются силами ремонтного персонала ТЭЦ-1. Затраты на материалы минимальны.

Общие затраты АО «Астана – Энергия» на проведение опытно- промышленной проверки предложенной схемы, составление эскизного и технического проекта модернизации золоуловителей с трубами Вентури и на организацию многократных испытаний системы на трех котлах составили 2.5 млн.тенге. Расходы станции на выполнение работ по модернизации составили (экспертно) 2 млн.тенге. Эти затраты условно можно отнести к категории капитальных вложений и можно считать, что К=4. млн.тенге.

Эксплуатационные затраты будут обусловлены введением в штат дополнительной единицы слесаря - наладчика с окладом 50000 тенге в месяц, что составит 600 000тенге в год.

Общие затраты составят: 2.5 млн.тг. + 2 млн тг. + 0.6 млн.тг. =5100000тг.

Приведенные затраты составят: (2.5млн. + 2млн) х 0.12 + 0.6 млн.тг.=1.14 млн.тг.

Сокращение годового экологического ущерба, предотвращаемого в результате снижения воздействия ТЭЦ-1 на окружающую среду, за счёт снижения выбросов в атмосферу летучей золы, в результате модернизации золоуловителей, по предлагаемой схеме составит:

- при варианте повышения эффективности улавливания золы от 92% до 98% приведенные капитальные затраты =540000тг/год, эксплуатационные затраты составляют 600 000 тнг/год.

Следовательно показатель общей экономической эффективности (ПОЭЭ)составит:

ПОЭЭ = 14 900 760/1 140 000 = 13. Этот показатель отражает величину экономического эффекта от природоохранных мероприятий, приходящегося на тенге приведенных затрат, обуславливающих получение этого эффекта. Полученное значение показывает очень высокую эффективность мероприятий по снижению выбросов летучей золы по предложенной схеме модернизации для систем с относительно низкой эффективностью улавливания золы (92% для многих систем являются проектными величинами!).


-при варианте повышения эффективности улавливания золы от 94% до 98% Величины, определяющие затраты проекта остаются равными величине, рассчитанной для варианта с увеличением степени улавливания от 92% до 98% и составляют 1 140 000тенге/год.

В этом варианте показатель общей экономической эффективности составит:

ПОЭЭ= 9 927 840/1 140 000 =8. Величина эффективности модернизации золоуловителей со степенью улавливания золы 94% очень высока.

-при варианте повышения эффективности улавливания золы от 96% до 98% ПОЭЭ=4 963 920/1 140 000 = 4.35 и представляет собой весьма привлекательный проект.

Этот расчёт показывает, что предлагаемый и реализуемый на ТЭЦ-1 проект экономически весьма привлекателен (величина ПОЭЭ= 2 традиционно соответствует привлекательному проекту) при действующих экологических платежах за выбросы в атмосферу.

Проект может быть рекомендован для реализации даже на источниках выбросов золы, оснащенных трубами Вентури со степенью улавливания 96% (эта величина достигается на объектах золоуловители, которых были модернизированы).

В результате реализации предложенного проекта выбросы золы в атмосферу от основного источника (три трубы ТЭЦ-1) будут снижены от двух до трёх раз после завершения модернизации всех золоуловителей ТЭЦ-1 по предложенной схеме. Следует отметить, что мероприятия по охране окружающей среды, также как и любая коммерческая деятельность, предстваляет собой компромисс между поставленной целью и стоимостью достижения этой цели. Это означает, что любое предприятие проводит анализ соотношения между затратами на обезвреживание (очистка, переработка, захоронение и другие) до определенного уровня с платежами за загрязнение оружающей среды на каждом уровне. Очевидно, что платежи за единицу загрязнения с годами будут возрастать, однако будут возрастать и стоимость мероприятий по охране окружающей среды. Также ясно, что после достижения определенного уровня обезвреживания затраты на дальнейшее увеличение этого уровня будет расти по экспоненте, в то время как физическое количество выбросов от объекта будет снижаться также по экспоненте. Это означает, что вполне возможно появление экономически оправданной степени обезвреживания отходов данного предприятия. Увеличение платежей будет «сдвигать»

этот уровень в сторону увеличения степени обевреживания. Увеличение стоимости мероприятия по обезвреживанию будет «сдвигать» эту степень в сторону оптимальной величины. Следует помнить, что увеличение платежей оказывает значительное «давление» на тарифы (для естественных монополистов и доминантов) и/или на стоимость продукции в конкурентном секторе.

В качестве примера можно рассмотреть очистку дымовых газов ТЭЦ-1 АО «Астана – Энергия». Для достижения степени очистки выше 99% на станции необходимо установить 6 эмульгаторов стоимостью около 100 миллионов тенге каждый. Общая сумма экономии от уменьшения платежей ТЭЦ-1 с учетом переводного коэффициента и стоимости условной тонны составит менее одного миллиона тенге. Это означает, что срок окупаемости становится бесконечным. Только, при увеличении платежа зы выбросы золы в 10 раз, срок окупаемости применения эмульгаторов сокращается до десяти лет. Кроме того, при повышении эффективности улавливания золы для ТЭЦ-1, например от 99% до уровня 99.5% количество золы, попадающей в атмосферу Астаны (при условии, что вся зола станции окажется в атмосфере города) изменится менее чем на одну тонну в день, при общем уровне пыли по городу Астане около 100 тонн в день.

Внедрение в производство предложенного технического решения поднимет в глазах общественности города престиж АО «Астана-Энергия».

ЗАКЛЮЧЕНИЕ В связи с возросшими требованиями к чистоте воздушного бассейна, а также с изменением в ряде случаев технологических режимов работы котлоагрегатов, вызванных переходом на сжигание многозольных углей, возникает необходимость модернизации существующих золоулавливающих установок с трубами Вентури и с центробежным скруббером, с целью повышения эффективности улавливания до уровня 98% и выше. Для решения этой задачи необходимо определить методыисследования процессов в золоуловителях, которые позволяют проводить анализ влияния различных в широком диапазоне изменения режимных и геометрических параметров. Это позволит определить их оптимальные значения для разработки технических предложений по реконструкции системы мокрого улавливания золы для каждого конкретного случая.

Проведенный критический анализ имеющихся в литературе работ показал, что подавляющее большинство из них посвящено разработке эмпирических методов расчета лишь отдельных процессов, происходящих преимущественно в трубе Вентури. Они могут быть использованы для анализа основных процессов в системе улавливания золы с трубами Вентури и с центробежными скрубберами при значениях параметров, близким к величинам, при которых были получены эти формулы.

Предложенный ранее в работе [15] математическая модель охватывает основные процессы, происходящие в трубе Вентури.Однако анализ, процессов в скруббере в основном опирается на эмпирические данные, полученные другими авторами и поэтому методика расчета, основанная на ней не обладает необходимой для анализа процессов полнотой. Для анализа работы скруббера потребовалась разработка её математической модели и составление системы для численного анализа влияния различных параметров на процесс осаждения частиц. Определение уровня достоверности результатов численных исследований требует их сравнения с натурными экспериментами и с результатами известных исследований. В диссертации в качестве основных инструментов исследований были выбраны математическое моделирование процесса улавливания золы и проведение экспериментов на действующем агрегате.

В связи с этим в данной работе, в соответствие с поставленной целью получены следующие результаты:

1. Путем анализа основных сил, действующих на твердую частицу в газовом потоке в центробежном скруббере, составлена физически обоснованная математическая модель и составлена система расчета. движения и их осаждения на стенках скруббера.

Сравнение части результатов расчета с натурными экспериментами и известными исследованиями скрубберов показало удовлетворительную достоверность модели и системы расчетов.

2. Численным анализом определено влияние различных геометрических и режимных параметров на улавливание частиц в скруббере.

3. Разработана полная математическая модель процесса улавливания золы в аппарате состоящая из модели процессов в трубе Вентури (разработанная ранее в КазНИИЭнергетики) и модели процессов в центробежном скруббере (разработанная в диссертации) и составлена система расчета степени улавливания золы и уровня охлаждения очищенных газов.

4. Сравнение результатов расчета с известными расчетными и опытными данными показали, что разработанная комплексная математическая модель обладает необходимой достоверностью и позволяет анализировать влияние различных конструктивных и режимных параметров процесса в отдельности и в различных сочетаниях в широком диапазоне их изменения на рабочий процесс золоулавливания и следовательно оптимизировать его.

5. С помощью полной методики расчета, основанной на математической модели рабочего процесса в трубе Вентури и дополненной математической моделью золоулавливания в скруббере, разработанной в данной работе, выявлены пути значительного повышения эффективности золоулавливания за счет интенсификации орошения трубы Вентури и сохранения температуры очищенных газов на безопасном уровне при подаче на пояс орошения скруббера воды,.подогретой до 60 оС 6. Возможность повышения степени золоулавливания при сохранении температуры газов на выходе из золоуловителя на безопасном уровне подтверждена натурными испытаниями на действующей золоулавливающей установке парового котла.

Эффективность золоулавливания повысилась с существующего значения 94% до уровня 98,5%, при этом температура газов на выходе из золоуловителя сохранилась на прежнем безопасном уровне, равном 68оС.

7. Установлен эффект снижения темпа роста эффективности улавливания золы при интенсификации орошения дымовых газов в трубе Вентури при превышении температуры газов на входе в золоуловитель определенного уровня. Установлено, что этот эффект обусловлен ухудшением вторичного дробления и роста количества испаряемых капель при возрастании температуры газов.

8. Путем численного анализа рабочего процесса в золоуловителях с трубами Вентури и с центробежным скруббером водогрейных котлов ТЭЦ-1, работающих в условиях повышенных температур дымовых газов на входе в золоуловитель, выявлена возможность значительного повышения эффективности золоулавливании при интенсивном орошении трубы Вентури. При этом температуры газов на выходе сохраняется на уровне не ниже 70оС при всех реально достижимых уровнях интенсификации орошения трубы Вентури.

9.Оптимизация конструктивных и режимных параметров с помощью разработанной методики расчета и натурных экспериментов позволила достичь степени улавливания золы на уровне 98% и выше.

11.По результатам расчётных исследований и опытов на действующих котлах разработаны технические предложения по модернизации существующих золоуловителей.

12.Сохранение температуры очищенных газов на расчётном уровне при переходе на интенсивный режим орошения труб Вентури обеспечивается:

на паровых котлах – орошением стенок скруббера подогретой водой на водогрейных котлах – использованием наличной повышенной температуры газов на входе в золоуловитель или также применением подогретой воды для орошения стенок скруббера.

13. На основе исследований разработаны технические предложения и составлены проекты модернизации золоуловителей паровых и водогрейных котлов (кроме котла №4, оснащенного змульгатором).

14.Экономическая эффективность разработанных рекомендаций весьма высокая.

15. Установлено, что имеется экономически приемлемая степень очистки дымовых газов, которая зависит от условий конкретного города.

По эскизам в 2006году на станции выполнена модернизация систем золоулавливания нескольких котлов. Планируется завершение модернизации всех золоуловителей с трубами Вентури с скруббером по предлагаемому проекту.

Эколого– экономическая оценка показала высокую эффективность предлагаемого проекта в связи с малыми затратами на его реализацию. Модернизация существующих золоуловителей может быть выполнена в сроки проведения летних ремонтных работ.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ 1 Дергачев Н.Ф. Метод исследования движения пыли в моделях различных аппаратов. // Известия ВТИ. – 1949, № 6.

2 Гордон Г.М., Пейсахов И.Л. Пылеулавливание и очистка газов в цветнойметаллургии. М. : Металлургия. – 1977.

3 Старк С.Б. Пылеулавливание и очистка газов в металлургии. М.:Металлургия. – 1977.

4 Кропп Л.И., Акбрут А.И. Золоуловители с трубами Вентури на тепловых электростанциях. М. : Энергия. – 1977.

5 Палатник И.Б., Лавров Б.Е., Когай Г.Н. Основы рабочего процесса пыле улавливания при использовании труб-коагуляторов Вентури. Алма-Ата.: Наука. – 1977.

6 Акбрут А.И., Винник И.Я.,Удачин П.Ф. Золоулавливающая установка с трубами Вентури. // Энергетик. – 1978, № 2.

7 Резняков А.Б., Устименко Б.П. и др. Теплотехнические основы топочных и технологических процессов. Алма-Ата. : Наука.- 1974.

8 Устименко Б.П. и др. – В кн.: Проблемы теплоэнергетики и прикладной теплофизики. М., 1979.

9 Дергачев Н.Ф. Мокрые золоуловители системы ВТИ. М.:Энергия.-1960.

10 Кропп Л.И., Харьковский М.С. Мокрые золоуловители в условиях Оборотного водоснабжения. М. : Энергия. – 1980.

11 Руссанов А.А. и др. Очистка дымовых газов в промышленной энергетике.М. :

Энергия. – 1969.

12 Фукс Н.А. Механика аэрозолей. М. : Изд-во АН СССР. – 1955.

13 Мурашкевич Ф.И. Некоторые вопросы теории улавливания частиц в турбулентном промывателе. М. : Химия. – 1958.

14 Ужов В.Н., Вальдберг А.Ю. Очистка газов мокрыми фильтрами. М. :Химия. – 1972.

15 Палатник И.Б., Лавров Б.Е., Когай Г.Н. Основы рабочего процесса пылеулавливания при использовании труб – коагуляторов Вентури.Алма – Ата. : Наука. – 1977.

16 Термодинамические и теплофизические свойства продуктов сгорания.М. :

Изд.АН СССР. – т.1, 1971.

17 Levis H.C., Edwards D.G. // Industrial and Engineering Chemistry. – 1948,Vol. 40, N 1.

18 Волынский М.С., Липатов А.С. // ДАН СССР. – 1948, т.62,№ 3.

19 Гельфанд Б.Е., Губин С.А. // ИФЖ. – 1974, т.27, № 1.

20 Салтанов Г.А. Сверхзвуковые двухфазные течения. Минск. : Высшаяшкола. – 1972.

21 Раушенбах В.В., Белый С.А. и др. Физические основы рабочего процесса в камерах сгорания воздушно-реактивных двигателей. М. :Машиностроение. – 1964.

22 Langmuir I. // Journal of Meteorology. - 1948, v.5, N 5.

23 Johnstone H.F., Field R.B., Fassler M.S. // Industrial Engineering Chemistry. 1954,vol.46, N8.

24 Ranz W.E., Wong J.B. //Industrial and Engineering Chemistry. – 1952,vol.44,N 6.

25 Brink J.A., Contant C.E. // Industrial fnd Engineering Chemistry. – 1958, vol.50, N 8.

26 Турбулентные промыватели. Руководящие указания по проектированию,Монтажуиэксплуатации. М. : 1965.

27 LangmuirJ., BlodgettK. Armyairforce. Techn.Rep. 1946, N 5418.

28 Мурашкевич Ф.И. Влияние гидродинамических и геометрическихпараметров на эффективность улавливания частиц в турбулентномпромывателе. Автореф.

дис.насоисканиестеп.к.т.н. М., 1960.

29 Lewis H.C., Edwards D.G. Atomization of liquids in high velocity gas stream. // Industrial and Engineering Chemistry. – 1948, vol.40,N 1.

30 Баранаев М.К., Теверовский Е.Н., Трегубова Э.Л. О размере минималь-ных пульсаций в турбулентном потоке.Доклады АН СССР, т.66,1949, №5.

31 Мурашкевич Ф.И. Расчет и применение турбулентного промывателя. // Химическая промышленность. – 1960, № 7.

32 Славин В.И. В сб. научных трудов ВНИИПИЧЕРМЕТГАЗОЧИСТКАХарьков.

1971,вып.14.

33 Акбрут А.И., Винник и.Я., Кропп Л.И. Исследование гидравлического сопротивления золоуловителя с трубой Вентури.// Электрические станции. – 1971,№ 5.

34 Михеев М.А., Михеева И.М. Основы теплопередачи. М. : Энергия. 1973.

35. Жаворонков Н.М. Гидравлические основы скрубберного процесса и теплопередача в скрубберах. М.: Сов. наука. 1944.

36 Зайцев М.М., Теверовский Е.Н. // Химическая промышленность. – 1955,№ 2.

37 Теверовский Е.Н., Зайцев М.М. Тр. НИИОГАЗ, вып.1, М., 1957.

38 МурашкевичФ.И.//Промышленная и санитарная очистка газов.1972,№4.

39 Нестеренко А.В. основы термодинамических расчетов вентиляции и кондиционирования воздуха. М.: 1971.

40 Цыганенко Н.К., Волгин Б.П. Тр. Уральского политехнического института им.

С.М. Кирова. № 205, Свердловск, 1972.

41 Дубинская Ф.Е., Вальдберг А.Ю. // Химическое и нефтяное машиностроение. – 1974, № 9.

42 Дубинская Ф.У. // Промышленная и санитарная очистка газов.–1975, №2.

43 Акбрут А.И. Разработка, исследование и внедрение золоулавливающихустановок с трубами Вентури на тепловых электростанциях. Канд.

Дисс.М.,ВТИ, 1972.

44 Шмиголь И.Н. Исследование и разработка электрического улавливания Золы экибастузских углей при кондиционировании газов в предвключенной ступени. Канд.

Дисс. М., ВТИ, 1983.

45 Сарнкая // Ракетная техника и космонавтика. – 1963, №3.

46 Анисимова М.П., Стекольщиков Е.В. // ИФЖ. – 1968, т.15, № 3.

47 Усик Б.В. Особенности интенсивно загруженных двухфазных ( газ-твердые частицы) течений в топках парогенераторов. Автореферат канд. Дисс. 1963.

48 Наладка и испытание экспериментальной мокрой золоулавливающей установки МВ-ИРО котла БКЗ-420-140 ст.№3 Павлодарской ТЭЦ-1. Технический отчет № ТТ 1426.

Предприятие Уралтехэнерго-КазНИИЭнергетики, Свердловск, 1988.

49 Испытание опытно-промышленной золоулавливающей установки с трубами Вентури и подогревом очищенных дымовых газов котла БКЗ-420- ст.№1 Алма-Атинской ТЭЦ-2 РЭУ «Алма-Атаэнерго».Отчет РСПП «Казэнергоналадка»,Алма-Ата, 1986.

50 Оксенкруг Е.С. – Подогрев уходящих дымовых газов за котлом после мокрой газоочистки //Энергия.- 1981, № 6.

51 Лавров Б.Е., Наградов В.А., Петришин В.П.,Чеянов В.А.. Способ повыше эффективности золоулавливания на тепловых электростанциях // «Электрические станции». - 1975,- № 6).

52 Ланс Д.П. Численные методы для быстродействующих машин. М., ИЛ, -1962.

53 Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М., ИЛ, - 1969.

54 Сидельковский Л.Н., Щевелев В.Н. Особенности и математическое моделирование циклонного плавильного процесса. В материалах научно-технического совещания « Циклонные энерготехнологические процессы и установки».М. – 1967.

55 Гольдштик М.А., Леонтьев А.К., Палеев И.И. Движение мелких частиц В закрученном потоке. // ИФЖ. – 1962, №2.

56 Нормативный метод расчета котлов. М. Энергоиздат, 1982.

57 Пособия по составлению проектов. « Охрана окружающей природной среды»

СН и ПА. 2.2. – 1 – 2000.

59 Бусройд Р. Течение газа со взвешенными частицами. М.: «Мир».-1975.с30.

60 Поваров А.И. Гидроциклоны на обогатительных фабриках. М.: «Недра».- 1978.

61 Акопов М.Г. Обогащение углей в гидроциклонах. М.: «Недра».- 1967.

62 Шестов Р.Н. Гидроциклоны. Л.: «Машиностроение».- 1967.

63 Краснощеков Е.А., Сукомел А.С. Задачник по теплопередаче. М.:«Энергия». 1975.

Приложение А.

Программа расчета рабочего процесса в золоуловителе с трубами Вентури.

COMMON X,XD,OL,E COMMON N1,NZ,L1,L2,LZ COMMON LP,L5,N5,K1,K COMMON V,CPO,GWP COMMON RO,RK,R,CO COMMON TEN3,TEN2,TW,TG0,PTB,QR COMMON TAU,XDL,XL,XT,W COMMON WO,B,WX,ADZ COMMON RP,RG,RL,WJ,WK,CP,AD,TKG COMMON REO,WEO,STKO,FR COMMON AMPL,OMG,AK,UR COMMON FS1,FS2,FS COMMON Z(120) COMMON VZ(20),QZ(20), AZ(20) COMMON VX(120),A(120),Q(120),TK(120) COMMON VP(120),VZP(20) COMMON VS(20) DIMENSION TZ(20),XQ(120),QI(20),QTB(20), TTI(20),TC(20) OPEN(UNIT=10,FILE=' zoloul0.DAT' ) OPEN(UNIT=11,FILE='zoloul.DAT') OPEN(UNIT=12,FILE='TB.DAT') OPEN(UNIT=13,FILE='GISX.DAT') 5 FORMAT (‘ ',6F15.3) 41 FORMAT(F6.2,/,F7.2,/,I3) 42 FORMAT(F7-3,/,F7.3,/,F7.3) 43 FORMAT(F6-3,/,F6.3,/,F6.3) 44 FORMAT(15F5.1) 45 FORMAT(F6.1f/,F9.1,/,F9.6) 46 FORMAT(F7.1,/,F9.6,/,F6.3) 47 F0RMAT(F6.2,/,F7.2) 48 FORMAT(6F5.3) 49 FORMAT(F5.1,/,F5.1,/,F5.1,/,F6.3,/,F6.1) READ(10,41) DC,HC,KOL READ(10,47) AC,ВС READ(10,43) AL2,AL3,AL READ(10,42) FS1,FS2,FS READ(10,45) TG,QZY,CP READ(10,49) T,TCKP,TPL,DF,PF READ(1О,46) RP,AMED,STLOG READ(10,42) GTOP,ZOL,UNOC 131 FORMAT (T30,'ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ') WRITE(11,131) WHITE(11,132) 30 FORMAT( T20,' СПЕКТР РАСПРЕДЕЛЕНИЯ КАПЕЛЬ ЗА ТВ') 31 FORMAT(T20,'РАЗМЕРЫ КАПЕЛЬ ЗА ТВ') 32 FORMAT(T20,'ФРАКЦИОННЫЙ КПД НА ВЫХОДЕ ИЗ ТВ') 33 FORMAT(T20,'ФРАКЦИОННЫЙ КПД ЗОЛОУЛОВИТЕЛЯ') 34 FORMAT(T20,'ФРАКЦИОННЫЙ КПД ЦИКЛОНА') 35 FORMAT(C T20,' СПЕКТР ЗОЛОВЫХ ЧАСТИЦ ЗА ЗУ) 36 FORMAT(T8,'СКОРОСТЬ ГАЗОВ В ГОРЛОВИНЕ',T4S,'WG',Т58,'М/С, *T64,F6-2) 37 FORMAT( T8,'ТЕМПЕРАТУРА ГАЗОВ В ГОРЛОВИНЕ',Т48,'TG ;



Pages:     | 1 || 3 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.